Onderzoek naar toepassing van lasercladden

Niels Vercaemst

Promotoren: Antoine De Henau, dhr. Karel Vincke

Masterproef ingediend tot het behalen van de academische graad van

Master of Science in de industriële wetenschappen: elektromechanica

Vakgroep Industriële Technologie en Constructie

Voorzitter: prof. Marc Vanhaelst

Faculteit Ingenieurswetenschappen en Architectuur

Academiejaar 2013-2014

De auteur(s) geeft (geven) de toelating deze scriptie voor raadpleging beschikbaar te stellen

en delen ervan te kopiëren voor persoonlijk gebruik. Elk ander gebruik valt onder de

beperkingen van het auteursrecht, in het bijzonder met betrekking tot de verplichte

bronvermelding bij het gebruiken of aanhalen van teksten of resultaten uit deze scriptie.

1

Woord vooraf

De masterproef waarvan deze scriptie het neergeschreven resultaat is, is het sluitstuk van mijn

opleiding tot Master in de industriële wetenschappen. Dit eindwerk heeft heel wat voeten in de

aarde gehad en alleen had ik onmogelijk de resultaten neergezet die in deze scriptie beschreven

staan. Graag had ik in dit woord vooraf een bijzondere blijk van dank gericht aan personen die

mij hebben bijgestaan in het bereiken van de gehoopte resultaten in deze omvangrijke

masterproef.

Mijn grote erkentelijkheid gaat in de eerste plaats uit naar mijn promotors. De heer Karel Vincke

begeleidde mij binnen het bedrijf, V.A.C. Machines, met aimabel enthousiasme van begin tot

einde. De heer Antoine De Henau, UGent-promotor van dit eindwerk, stond mij ook steeds met

raad en daad bij en reikte verschillende oplossingen aan voor problemen, altijd met groot geduld,

know-how en begrip voor de moeilijkheden binnen het thema.

Daarnaast ontmoette ik ook verschillende personen die mij in grote mate hielpen bij industriële

processen waarvan ik vooraf te weinig kennis had. Deze personen kwamen vaak uit andere

bedrijven dan V.A.C. Machines en hielpen mij ondanks het feit dat ik vaak een erg tijdrovende

factor was op hun werkplaats. In de eerste plaats verdienen de heren Dimitri Allemeersch en

Mark Meire een erg groot dankwoord. In het metallurgisch labo van Dana stonden zij mij

dagenlang bij met interesse en uitzonderlijke vriendelijkheid. Ook de heren Eric Melis en Matthy

Labeur, beiden eveneens van het bedrijf Dana, hielpen mij in het test-gedeelte van deze thesis.

De heer Steven Rubben toonde mij de weg in mijn eerste stappen omtrent het werken met de

laserclad-opstelling en het voorverwarmen via autogeen lassen. Docente Metaalkunde Kim

Ragaert wil ik ook bedanken voor de tijd dat ze uittrok om me verschillende analysemethodes aan

te leren. De mensen van D’haene stonden me bij in het afdraaien van de teststukken.

Tenslotte mogen nog twee mensen niet ontbreken in deze bedankingslijst. Mijn ouders hebben

met onvoorwaardelijke steun en geloof de grootste steen bijgedragen in mijn academische

vorming.

Niels Vercaemst, Juni 2014, Gent

2

Abstract

Bij V.A.C. Machines werd tijdens het academiejaar onderzoek verricht naar de toepasbaarheid voor het reeds aanwezige laserclad-systeem. Het doel dat dit eindwerk diende te bereiken was om vanuit een adequate procesbeheersing door literatuurstudie, toepassing van parameterkeuzes en analyses van verschillende testresultaten tot conclusies te komen inzake de mogelijkheden van dit unieke proces. Vanuit de kennis die opgedaan werd in dit literatuuronderzoek werd aan de slag gegaan inzake legeringskeuzes en parametervariaties.

Er werd gekozen voor twee totaal verschillende legeringen: Stellite 6 en Metcoclad52052. De eerste is een kobaltlegering, de tweede is een legering op basis van een nikkelmatrix met 60% ingebedde wolfraamcarbiden in die matrix.

Na uitvoerige bespreking van zowel het lasercladproces als de legeringssoorten werden de testsamples, uitgevoerd volgens een wijde variëteit aan welbepaalde parameters, onderlegd aan microstructuur en hardheids-testen. Deze gaven een grote bundel aan conclusies. De Stellite-legering bleek in bepaalde gevallen een uitzonderlijke hardheid en kwaliteit van microstructuur te bezitten en goede parameters werden gevonden. Het Metcoclad-poeder daarentegen heeft een te hoog gewichtspercentage aan carbiden en was niet scheurvrij oplasbaar. Desalniettemin werd een lijst aan belangrijke aandachtspunten en voorzorgsmaatregelen, zoals voorverwarmen, voorzien. Voor het Metcoclad-poeder waren de vooruitzichten voor verder onderzoek met poeders met minder carbiden bijzonder goed. In het algemeen gaven de resultaten weer dat het lasercladproces er één is met erg grote voordelen op het vlak van het harden van kleine werkstukken. Door de grote plaatselijke vermogensinbreng zijn de afkoelsnelheid en geringe warmte-inbreng oorzaken van de mogelijkheid tot hoogwaardige cladlagen. Research was done in aspect to the applicability of the laser cladding process, for which a system was already in place at V.A.C. Machines, in prospect of reaching conclusions about the possibilities and aspects of this unique process. An understanding of parameters and alloy properties should be achieved through an elaborate literature study, application of the chosen parameters and analysis of tests. The obtained knowledge served as a base for the choosing of different alloys and their parameters.

Two very different alloys were chosen: Stellite 6 and Metcoclad52052. The first is a cobalt-base alloy, the second is an alloy with 60% of tungsten carbide particles imbedded in a nickel-alloy matrix.

After the discussion of both the process-parameters and the alloys, test-samples were prepared using a variety of well-chosen parameters. These samples were tested for microstructure quality and hardness. Several conclusions were formed. The Stellite alloy showed exceptional microstructure quality and hardness: good parameters were found. The Metcoclad-powder had a weight percentage of carbides that was too high for the cladding of crack-free layers. Nevertheless, a list of points of interest and advices, such as preheating, was made. Possible future research on the same matrix, but with less carbides, shows great potential in the forming of extremely valuable coatings. Results also show that the laser cladding process shows unique advantages when used for hardfacing small parts. With the combination of a high power density, great cooling rate and low heat-input, layers of very high quality can be formed.

3

Inhoudsopgave Woord vooraf................................................................................................................................................ 1

Abstract .......................................................................................................................................................... 2

Inleiding ......................................................................................................................................................... 6

1 V.A.C. Machines...................................................................................................................................... 10

2 Slijtage- en corrosiebestrijding .............................................................................................................. 11

3 Hardchromeren ....................................................................................................................................... 12

4 Lasertechnieken voor metaaloppervlaktebewerkingen ...................................................................... 14

4.1 Omsmelten en verglazen ................................................................................................................ 14

4.2 Lasershockharden ............................................................................................................................ 15

4.3 Laserlegeren ...................................................................................................................................... 15

4.4 Laserdispergeren .............................................................................................................................. 16

5 Lasercladden ............................................................................................................................................ 17

5.1 Het proces ......................................................................................................................................... 19

5.1.1 Tweestapsproces ....................................................................................................................... 19

5.1.2 Eénstapsproces ......................................................................................................................... 21

5.2 Theoretische benadering ................................................................................................................. 22

5.3 Parameters – processen - cladlaag ................................................................................................. 23

5.3.1 Cladgeometrie ........................................................................................................................... 26

5.3.2 Hardheid en slijtageweerstand ................................................................................................ 27

5.4 Invloeden van parameters en combinaties van parameters ....................................................... 28

5.4.1 ‘Operating window’ van Steen ................................................................................................ 29

5.4.2 Doctoraatstudie van Schneider aan de universiteit van Twente ........................................ 32

5.4.3 Analyse van procescondities voor het coaxiaal lasercladden ............................................. 35

5.5 Apparatuur en materiaal.................................................................................................................. 43

5.5.1 De laser ...................................................................................................................................... 43

5.5.2 Poedertoevoersystemen ........................................................................................................... 49

5.5.3 Opstelling V.A.C. Machines .................................................................................................. 52

5.6 Voordelen en nadelen van het lasercladden ten opzichte van alternatieve methodes ........... 59

4

5.6.1. Plasmalassen ............................................................................................................................. 59

5.6.2 Vlamspuiten ............................................................................................................................... 61

5.6.3 HVOF ........................................................................................................................................ 62

5.6.4 Overzicht en voordelen lasercladden .................................................................................... 63

6 Lasercladpoeders: enkele mogelijke legeringen................................................................................... 65

6.1 Legeringen voor lasercladden......................................................................................................... 65

6.2 Legeringen op ijzerbasis .................................................................................................................. 68

6.3 Legeringen op kobaltbasis .............................................................................................................. 69

6.3.1 Inleiding ..................................................................................................................................... 69

6.3.2 Legeringselementen bij kobaltlegeringen .............................................................................. 70

6.3.3 Kobaltlegeringen bij V.A.C. Machines .................................................................................. 72

6.4 Legeringen op nikkelbasis ............................................................................................................... 74

6.4.1 Inleiding ..................................................................................................................................... 74

6.4.2 Superlegeringen met nikkelbasis ............................................................................................. 75

6.4.3 Nikkellegeringen & lasercladden ............................................................................................ 76

6.4.4 Nikkellegering bij V.A.C. Machines: Ni-Cr-B-Si-legering als matrix ................................ 77

7 Experimenten en resultaten ................................................................................................................... 83

7.1 Werkwijze van experimenten en testen ........................................................................................ 83

7.1.1 Keuze poeder ............................................................................................................................ 83

7.1.2 Lasercladden bij V.A.C. Machines ......................................................................................... 86

7.1.3 Maken van testsamples ............................................................................................................ 88

7.1.4 Testen van de samples ............................................................................................................. 90

7.2 Stellite 1 & Stellite 6......................................................................................................................... 94

7.2.1 Parametervariatie ...................................................................................................................... 94

7.2.2 Microstructuur, scheuren en porositeit ................................................................................. 98

7.2.3 Hardheidsanalyse .................................................................................................................... 106

7.2.4 Stellite 1 .................................................................................................................................... 114

7.2.5 Toepassingen van Stellite 1 en 6 ........................................................................................... 115

7.2.6 Conclusies Stellite-poeders .................................................................................................... 117

7.3 Metcoclad 52052 ............................................................................................................................ 118

7.3.2 Ni-Cr-B-Si-matrix met wolfraamcarbiden: voornaamste aandachtspunten................... 119

5

7.3.2 Parametervariatie .................................................................................................................... 123

7.3.3 Microstructuur, scheuren en poriën ..................................................................................... 124

7.3.3 Hardheidsanalyse .................................................................................................................... 132

7.3.4 Hoogte en rendement ............................................................................................................ 136

7.3.5 Conclusies Metcoclad52052 .................................................................................................. 137

8 Algemeen besluit ................................................................................................................................... 140

Lijst met figuren en tabellen ................................................................................................................... 145

Bronvermelding en literatuurlijst............................................................................................................ 148

Geraadpleegde literatuur ......................................................................................................................... 150

Bijlagen ....................................................................................................................................................... 152

Bijlage 1: Stellite 1 (Durmat S1-PTA) datasheet .............................................................................. 152

Bijlage 2: Stellite 6 (Durmat S6-PTA) datasheet .............................................................................. 153

Bijlage 3: Metcoclad52052 datasheet ................................................................................................. 154

Bijlage 4: Hardheidsmetingen Metcoclad52052 ............................................................................... 156

6

Inleiding

De laatste drie decennia zijn ongeveer zo’n 2000 wetenschappelijke artikels verschenen in een

brede waaier van gespecialiseerde media over het lasercladden. Deze vrij recente manier van het

opleggen van een hoogwaardige laag om de eigenschappen van een materiaal aan het oppervlak

sterk te verbeteren, heeft de interesse van duizenden ingenieurs en bedrijfsleiders opgewekt. De

grote hoeveelheid aan wetenschappelijke scripties geeft niet enkel blijk van deze interesse in het

proces, ook toont het aan dat het een erg complex proces is met vele aspecten. Tweeduizend

artikels verder is nog steeds geen algemeen algoritme voor het bepalen van de proceseenheden

beschikbaar. Bijna elke toepassing verschilt immers van elkaar. Er is zo’n grote diversiteit aan

invloedfactoren en procesparameters die de uiteindelijke eigenschappen van de cladlaag bepalen

dat de hoeveelheid aan onderzoek blijft stijgen. Enkele van deze factoren zijn, bijvoorbeeld, het

gebruikte lasertype, het vermogen, de grootte van de laserspot, … . Alles begint echter met de

keuze van een opgelegde legering. Voor elke legering zijn de ideale parameters anders, en die

ideale parameters verschillen dan nog eens van installatie tot installatie.

Bedrijven en onderzoekscentra opteren er dus voor onderzoek uit te voeren naar specifieke

toepassingen van het lasercladproces, daar geen algemene vuistregels voor ideale processen

voorhanden zijn. Zoals vermeld zijn de procesparameters afhankelijk van zowel legering als de

specifieke eigenschappen van de gebruikte opstelling. Dit is van belang om de onderzoekstelling

dat voor deze thesis werd aangenomen te kunnen plaatsen in het ruimer kader van het laserclad-

onderzoek. Bij V.A.C. Machines werd onderzocht hoe de aanwezige laserclad-apparatuur het best

ingesteld werd, naargelang de gekozen legeringen, om zodoende kwaliteitsvolle lagen te bekomen.

Ook hier moest dus onderzoek gedaan worden naar specifieke instellingen voor welbepaalde

legeringen.

Binnen het opleggen van een metalen laag door middel van een laser zijn nog verschillende

opstellingen te vinden. Zo is er bijvoorbeeld het 3D metaal-printen, wat de laatste jaren erg

gehypet is. Daarnaast zijn ook herstellingswerken door middel van lasercladden mogelijk, van

groot tot klein. Bij V.A.C. Machines wordt het lasercladden toegepast om een coating op te

leggen op cilindrische assen die gemonteerd zijn op een draaibank.

Het is quasi onmogelijk om in de literatuur twee exact gelijke opstellingen te vinden voor het

lasercladden. Steeds zal wel minstens één van de parameters als spotgrootte, lasersoort,

poedertoevoerdebiet, vermogen, … verschillen. Daarom werd in het kader van deze masterproef

gezocht naar artikels, richtlijnen of naslagwerken die het lasercladproces in het algemeen

beschreven of in omstandigheden waarbij meerdere opstellingsfactoren van vergelijkbare aard

waren (bijvoorbeeld zelfde vermogensdichtheid). Zowel de keuze van legering, basis en deviaties

van de testparameters en de beoogde resultaten werd onderzocht volgens deze strategie.

7

Het uiteindelijke doel van deze masterproef was het bekomen van richtwaarden en –lijnen om tot

een werkbaar lasercladproces te komen. Microstructuurkwaliteit en hardheidswaarden zijn

hiervoor onontbeerlijk en vormen de basis van het kwaliteitsonderzoek. Er werd begonnen met

één legering, een Stellite. Nadat deze resultaten de goede richting begonnen uit te gaan, werd zelfs

geopteerd nog een tweede, totaal verschillend, poeder te bestuderen. Hierop volgend wordt het

verloop van de scriptie uit de doeken gedaan en wordt er gemotiveerd waarom deze scriptie zo

opgesteld is. Dit overzicht biedt ook een kijk op de behaalde mogelijkheden, doelen en resultaten

van de tests.

Er wordt begonnen met een beknopt hoofdstuk waarin het bedrijf V.A.C. Machines, alwaar het

effectieve lasercladden plaatsvond, wordt voorgesteld. Vervolgens wordt het thema over slijtage-

en corrosiebestrijding toegelicht. Deze twee zaken zijn de grootste doelen die de cladlaag voor

deze toepassing voor ogen heeft. Vervolgens wordt aandacht besteed aan het hardchromeren.

Het hardverchromen is een proces dat werd toegepast voor het harden van metaal-assen. De

Europese Unie plaatste echter hexavalent chroom op de haar autorisatielijst in het REACH-

programma, waardoor het uitvoeren van het chromeerproces in de toekomst sterk

gehypothekeerd wordt. Het wegvallen van dergelijk wijdverspreid proces gaf in Europa, en ook

bij V.A.C. Machines, aanleiding tot het zoeken naar alternatieven, waarvan lasercladden er één is.

In hoofdstuk vier worden verschillende alternatieve methoden voor het opwaarderen van

metaaloppervlakken besproken die eveneens gebruik maken van de laser. Sommige processen

lijken intrinsiek erg goed op het lasercladproces. De verschillen in werkwijze en resultaat worden

hier kort omschreven.

Het volgende hoofdstuk handelt dan over het lasercladden zelf. Uiteraard is dit deel van de

scriptie wat uitgebreider. Er werd getracht het proces zo compleet mogelijk te bespreken en toch

beknopt te blijven. Onder andere de verschillende processen, de apparatuur en het materiaal, de

parameters en cladlaagkwaliteiten komen hier aan bod. Een erg belangrijk hoofdstuk voor de

gehele scriptie is hoofdstuk 5.4, alwaar een selectie is gemaakt van drie wetenschappelijke werken

die het lasercladproces op een vrij algemene manier omschreven. Deze artikels onderzochten de

mogelijkheid om de link tussen parameterselectie en uiteindelijke cladlaag-eigenschappen op een

vrij algemeen vlak weer te geven. Door de grote hoeveelheid aan fysische en chemische aspecten

is dit erg moeilijk. Drie artikels staken er in de literatuurstudie bovenuit toen gezocht werd naar

invloeden die parameters op de cladlaag hadden. Vaak beschrijven zij correlaties tussen

combinaties van parameters en uiteindelijke eigenschappen. Het werk van Steen vermeldt een

werkbaar gebied van parameters voor het lasercladden in het algemeen met de belangrijkste

parameters. De scriptie van heer Schneider voegde een resem parameterinstellingen samen

omtrent kobaltlegeringen zoals ze reeds succesvol werden toegepast. Als derde komt nog een

artikel van de Oliveira et al. aan bod waar dieper ingegaan wordt op de statistische correlaties van

parametercombinaties tot uiteindelijke cladlaag-eigenschappen. Verder komen in dit hoofdstuk

onder meer nog enkele voor- en nadelen van vergelijkbare systemen, die niet gebruik maken van

een laser, aan bod.

8

Hoofdstuk 6 gaat in op de legeringen die gebruikt werden bij V.A.C. Machines en ze worden

gesitueerd in hun familie van legeringen. In het kader van deze masterproef was het niet relevant

de volledige studie omtrent legeringen neer te schrijven, over de mogelijkheden binnen de wereld

van legeringen zijn duizenden pagina’s te vullen. Eerst wordt een korte duiding gegeven over

legeringen die gebruikelijk zijn in het lasercladden. Speciale aandacht gaat uit naar de

superlegeringen, hoogwaardige legeringen waarvan de ontwikkeling een graad van symbiose met

de opkomst van het lasercladden in zich draagt. Legeringen op ijzerbasis worden heel kort

besproken omdat ze erg wijdverspreid zijn, hoewel ze niet gebruikt werden binnen het kader van

deze masterproef. Relevanter is het hoofdstuk over de legeringen op kobaltbasis, waarvan Stellite

6 en Stellite 1, beiden gebruikt bij V.A.C. Machines, deel uitmaken. Vervolgens wordt kennis

gemaakt met nikkellegeringen. Deze soort van legeringen is eveneens erg veelzijdig en de matrix

van het Metcoclad-poeder dat bij V.A.C. Machines werd gebruikt, is ook op nikkelbasis. Het

poeder heeft echter al van in de geleverde doos harde wolfraamcarbidenpartikels ingemengd

gekregen, die zich als zodanig in de matrix nestelen bij het lasercladden. Ook dit fenomeen van

Metal Matrix Composites wordt besproken in dit hoofdstuk. Het dient opgemerkt te worden dat

bij stollen er zich ook carbiden vormen in de Stellite-legering, deze wordt in deze thesis echter

niet definitief bij de MMC-soort geplaatst, daar de elementen die verantwoordelijk zijn voor de

meeste carbiden (voornamelijk chroom) ook een onbetwiste rol spelen in de matrix.

In het zevende hoofdstuk wordt met al de achtergrondinformatie aan de slag gegaan voor de

eigen experimenten en resultaatanalyse. Hiervoor wordt de volledige weg van het lege blad naar

de resultaatsanalyse zoals die in het geval van deze masterproef is verlopen beknopt overlopen.

De uitgebreide uitleg en beredenering is steeds terug te vinden in vorige hoofdstukken. Eerst

wordt de keuze van het poeder verduidelijkt. Vervolgens wordt aan de hand van beeldmateriaal

het cladproces, zoals dat er bij V.A.C. Machines uitziet, stap voor stap uitgelegd. Wanneer de

stukken eenmaal geclad zijn is de helft van het werk nog niet achter de rug. Vooraleer de tests en

analyses kunnen gebeuren moeten de samples nog voorbereid worden. Dit werk gebeurde bij

Dana en staat eveneens omschreven.

9

Deel twee van het zevende hoofdstuk handelt over de analyse van de testresultaten van het

Stellite-poeder. Vooraleer nuttige uitspraken te kunnen doen omtrent kwaliteit van de cladlaag,

wordt eerst uitgelegd hoe een parametervariatiesysteem werd opgesteld om verschillende

verschijnselen bij lasercladden te kunnen onderscheiden en analyseren. De samples werden getest

op zowel microstructuur als hardheid. In de analyse zal blijken dat de keuze van

parameterinstelling én –variatie erg goed gekozen bleek. Er werden samples bekomen van een

uitstekende kwaliteit. Fijne microstructuren van grote densiteit werden behaald met bepaalde

instellingen. De bekomen hardheid overtrof de verwachtingen en de datasheetwaarden. Uit de

resultaten van samples met mindere goede parameters (slechtere cladlaag) misschien nog meer

nuttige info gehaald worden. De relaties tussen de verschillende soorten defecten, bijvoorbeeld

scheuren, of aspecten, zoals rendement, en parameters toonden in grote mate overeenkomsten

met vergelijkbare studies. De manier waarop combinaties van parameters invloed hebben op de

totale cladlaag werd uitvoerig besproken en een lijst aan conclusies werd gemaakt.

Het derde deel van hoofdstuk zeven bespreekt voor het Metcoclad-poeder wat het tweede deel

besprak voor het Stellite-poeder. Daarbovenop komt eerst nog eens een opsomming met de

voornaamste aandachtspunten die in achterhoofd dienen gehouden te worden wanneer men

dergelijk MMC wil lasercladden. Hieruit blijkt vooral dat de bijkomstige wolfraamcarbiden, en

dan in het bijzonder hun positie en hoeveelheid, een grote invloed hebben op de cladlaag. Dit

was bij Stellite niet het geval. Ook hier worden met een welgekozen parametervariatiesysteem

verschillende samples geclad en getest op microstructuur en hardheid. Ook wordt uitgelegd

waarom bij dit soort poeder de microstructuur van vitaal belang is en de hardheid van een veel

minder belang. Scheuren en porositeiten waren de grootste probleempunten bij het cladden van

Metcoclad52052. In hoofdstuk 7.3 wordt eveneens uitgelegd welke invloed de carbiden op deze

scheurvorming en de vernauwing van het werkbaar cladgebied hebben. Er wordt onder meer

besloten dat een gewichtspercentage van 60% aan wolfraamcarbiden te veel is om een scheurloze

cladlaag te garanderen. Voor de overige zestien belangrijke conclusies wordt verwezen naar

hoofdstuk 7.3.5.

Uiteindelijk wordt aan deze veelzijdige masterproef een einde gebreid met een besluit. Hierin

worden voornamelijk de werkwijze en de belangrijkste conclusies per legering beknopt

samengevat, in de mate dat het mogelijk is om op dit vlak beknopt te blijven.

10

1 V.A.C. Machines V.A.C. Machines is een bedrijf dat opgericht werd in 1988 en inmiddels sterk groeide. Met het

exclusiviteitscontract voor het vertegenwoordigen van het Duitse bedrijf Trumpf in België en

Luxemburg heeft het een belangrijke troef op zak. In 1991 werd ingetrokken in het gebouw op

het Brugse industrieterrein Blauwe Toren. De belangrijkste werkzaamheden in het bedrijf zijn de

verkoop, montage, onderhoud en reparaties van metaalbewerkingstoestellen. Snijden, ponsen,

walsen en plooien zijn enkele voorbeelden van de functies van deze toestellen.

Ook voor het gebruik van lasers bij het metaalbewerkingsproces is er bijzondere aandacht bij

V.A.C. Machines te Brugge. Met behulp van lasers van Trumpf worden verschillende

werkzaamheden uitgevoerd, zoals snijden, markeren, … . Deze masterproef onderzocht een

andere toepassing van het gebruik van een laser bij metaalbewerking: het lasercladden.

11

2 Slijtage- en corrosiebestrijding

Het vermijden en bestrijden van metaalcorrosie en –slijtage zijn beiden van onschatbaar belang in

elke industrietak dat met metaal in aanraking komt. Het is inmiddels 12 jaar geleden dat de

NACE (National Association of Corrosion Engineers) de resultaten van haar grootschalige studie

naar voor schoof. De jaarlijkse kosten die in de Verenigde Staten alleen al afkomstig zijn van

corrosieve problemen werden geraamd op 276 miljard dollar. Dat dit meer dan 3% van het bruto

binnenlands product van de VS bedraagt, bevestigt eens te meer het enorme belang van het

bestrijden van corrosie. Bij deze duizelingwekkende getallen werden mechanische slijtagegevallen

zelfs nog niet meegerekend.

Een geologische studie uit 2008, ook uit de VS,

geeft een kijk op de grote opmars van de ijzer- en

staalconsumptie wereldwijd (Rogich, 2008). Het is

opvallend dat, na een vrij lange periode van

relatief trage stijging, tussen 2000 en 2005 de

jaarlijkse wereldconsumptie toenam van 700

miljoen ton naar ruim een miljard ton.

Het staat dus buiten kijf dat de toepassing van

slijtage- en corrosieresistente materialen aan een

onstuitbare opmars bezig is. Verschillende technieken worden aangewend, elk met hun eigen

voor- en nadelen. Hieronder zijn bijvoorbeeld thermische, thermochemische of mechanische

behandelingen als voornaamste procesgroepen voor het bestrijden van slijtage en corrosie.

Figuur 1: Wereldconsumptie ijzer en staal (Rogich, 2008)

12

3 Hardchromeren

Het hardchromeerproces dient in deze paper extra aandacht te krijgen. Bij V.A.C. Machines was

het potentieel wegvallen van de mogelijkheid tot toepassing van dit proces in de toekomst één

van de redenen om research naar het laserclad-proces te verrichten. In december 2010 zijn

namelijk verschillende chroomverbindingen door het European Chemicals Agenca (ECHA) op

de autorisatielijst van REACH (Restriction, Evaluation, and Authorisation of Chemicals)

geplaatst. Door deze toevoeging zal chroomtrioxide (waarvan de vorming ervan onvermijdelijk is

bij het chromeerproces) zonder autorisatie van het ECHA niet meer mogen worden gebruikt

vanaf 21 september 2017. De laatste datum voor het indienen van een autorisatieaanvraag is 21

maart 2016.

Chroomtrioxide komt vrij bij het hardchroomproces (galvanisatie van chroom op een

metaalsubstraat). Als katalysator voor het neerslagproces wordt zwavelzuur gebruikt. Bij

hardchroomlagen wordt normaal gezien tot een laagdikte van 100µm afgezet op het substraat.

Hierbij kan de hardheid van deze nieuwe toplaag oplopen tot circa 68 HRC (Rockwell C

hardheid). Deze coating biedt een goede bescherming tegen corrosie en, door de grote hardheid,

tegen allerhande vormen van slijtage.

Er wordt (onder andere) in Europa op grote schaal gezocht naar alternatieven voor het

hardchromen met chroomtrioxide. Doordat het verchromen op zich erg wijdverspreid is in de

metaalbewerkingsindustrie, worden voor alle verschillende toepassingen aparte alternatieven

gezocht. Verzinken en vernikkelen zijn beide ook galvanisatieprocessen die in bepaalde gevallen

het verchromen kunnen vervangen. Volgende tabel geeft enkele alternatieven voor het

verchromen weer met voor- en nadelen en in welke industriegebieden ze (kunnen) worden

gebruikt (Legg, K., 2012).

Behandeling Typische toepassingen Voor- & nadelen

Thermisch spuiten Landingsgestellen van vliegtuigen,

hydraulische cilinders, …

Mogelijks harder en beter

corrosiebestendig. Moet echter

uitvoerig worden nabewerkt.

Andere vormen van

galvanisatie

Praktisch overal waar

hardchromen gebruikt wordt.

Vrij vergelijkbaar proces. Meestal

minder goeie eigenschappen dan

hardchromen

Warmtebehandeling Hydraulische cillinders,

tandwielen, lagers, …

Heel hard en corrosiebestendig.

Wel erg duur en complex.

Vacuum coatings Kleine, hoogwaardige items

(bijvoorbeeld mallen)

Extreem hard. Is echter complex

(per doorsnede nieuwe opstelling)

en duur.

Lastechnieken

(bijvoorbeeld

lasercladden)

Kleine oplages of reparatie van

kapotte of gecorrodeerde stukken.

Goed voor dikke coatings, veel

verschillende mogelijkheden.

Duurder, vereist nabewerking. Tabel 1: alternatieve metaalbehandelingen ter vervanging van hardchromen

13

Deze alternatieven zijn veelal duurder dan chromeren of geven slechtere eigenschappen. Dit is

vrij logisch want chromeren wordt immers op grote schaal toegepast en processen die goedkoper

én betere resultaten met zich meebrengen zouden al veel vroeger het hardchromen vervangen

hebben. Voor bedrijven die er zich niet toe geroepen voelen om een aanvraag tot autorisatie te

doen, moeten zich meestal beroepen op één van bovenstaande alternatieven. De redenen voor

het niet indienen voor een autorisatie-aanvraag kunnen van verschillende aard zijn: financieel (erg

grote investering voor het indienen van een aanvraag via een consortium), idealistisch (akkoord

gaan met de REACH-conclusies en alternatieve, groenere opties exploreren) of inspelen op

toekomstige methoden en investeren in deze nieuwe toepassingen.

Een groot voordeel van het plaatsen op de autorisatielijst van chroomtrioxide, is de grote

vooruitgang in de onderzoeken naar verschillende (veelal minder toxische) alternatieven.

Lasercladden is één van die alternatieven waarvan de toepassing en het onderzoek ernaartoe

ongetwijfeld een grote boost zullen krijgen door deze REACH-conclusies.

Het chromeren werd onder meer gebruikt om lagering-onderdelen van cardanassen te harden. Bij

V.A.C. Machines werd voor deze paper, onder andere, ook de specifieke toepassing van

lasercladden op deze teststukken onderzocht.

14

4 Lasertechnieken voor metaaloppervlaktebewerkingen

Buiten het lasercladden, wat in het volgende hoofdstuk inleidend zal besproken worden, zijn er

nog andere procedés om het metaaloppervlak te veredelen. De enorme energiedichtheid die

lasers kunnen behalen, zorgt ervoor dat er enkele unieke technieken kunnen toegepast worden

die onmogelijk met andere processen kunnen uitgevoerd worden. Omsmelten, verglazen en

lasershockharden zijn processen die geen materiaal toevoegen aan het metaal. Laserdispergeren

en –legeren doen dit wel. Eerst worden de technieken die geen materiaal toevoegen in het proces

besproken, daarna de procedés die dit wel doen.

4.1 Omsmelten en verglazen

Het omsmelten van metaaloppervlakken met een laser wordt toegepast om een fijnere

microstructuur te verkrijgen. De fijnere kristalstructuren, de hogere oplosbaarheid van vaste

stoffen in de structuur en de vorming van meta-stabiele fasen zijn mogelijk door de grote

afkoelsnelheid. Hierdoor is een grotere hardheid en corrosiebestendigheid mogelijk. Vooral

gietijzer, hypo-eutectisch gereedschapstaal en aluminium worden vaak omgesmolten met behulp

van de laser.

Het verglazingsproces is vergelijkbaar met het omsmelten. Echter, hierbij wordt de afkoelsnelheid

zo vergroot dat het materiaal geen tijd meer krijgt voor kristalvorming en diffusie. Dit is niet bij

alle legeringen mogelijk, maar bij degene waarbij de mogelijkheid er wel is, wordt een amorfe,

glasachtige structuur verkregen. Door het gebrek aan defecten en korrelgrenzen wordt een erg

hoge treksterkte en plastische vervormbaarheid verkregen. Vaak worden de substraten bevestigd

op een koperen oppervlak, zodat de warmte erg snel kan afvloeien. Door de grote

vermogensdichtheid die voor dit proces vereist is, wordt vaak gebruik gemaakt van korte puls-

lasers.

15

4.2 Lasershockharden

Shockharden is een proces dat gebruik maakt van een schokgolf om de microstructuur van het

object te versterken. Het is vergelijkbaar met koud vervormen: defecten worden toegevoegd om

de hardheid te verhogen, dit gaat wel ten koste van de ductiliteit. Bij het shock-proces wordt in

het algemeen een schokgolf gecreëerd dat krachtig inwerkt op de microstructuur van het

metaalobject. Meestal wordt het te harden substraat bedekt met een transparante laag, zoals

water, om het effect te versterken.

Het proces gaat zo te werk: een laserpuls met een erg

grote vermogensdichtheid (circa 109W/cm2) wordt op

het metaal gericht, door het transparante materiaal,

bijvoorbeeld water, heen. De grote vermogensdichtheid

zorgt ervoor dat een dunne laag van het metaal meteen

verdampt. Door de blijvende toevoeging van energie

door de laser wordt erg snel een plasmawolk gevormd.

Doordat het water de snelle expansie van de plasmawolk

verhindert, wordt de druk opgebouwd. De kracht,

afkomstig van deze druk wordt als een schokgolf

doorheen het metaal gedragen, verantwoordelijk voor

dislocaties in de microstructuur, wat een verharding met

zich mee brengt.

4.3 Laserlegeren Bij het laserlegeren wordt er materiaal toegevoegd

terwijl de laser de toplaag verhit. Door de grote

temperatuurverschillen worden convectiestromen

gecreëerd. Deze convectiestromen zorgen ervoor

dat het toegevoegde materiaal gemengd wordt

met het basismateriaal. Kenmerkend voor het

laserlegeerproces is het feit dat het

toevoegmateriaal volledig smelt en gemengd

wordt met de oorspronkelijke metaallegering.

Door de grote afkoelsnelheid kunnen meta-

stabiele fases verkregen worden in de

microstructuur van het afgekoelde materiaal.

Hierdoor kan deze structuur erg van mechanische

en corrosieve eigenschappen verschillen van het basismateriaal, zonder grote verschillen te

hebben in de samenstelling.

De lijst aan mogelijke toevoegmaterialen is erg lang en afhankelijk van substraatmateriaal en het

beoogde effect op zowel corrosieve resistentie en slijtagevastheid.

Figuur 3: Laserlegeren, -dispergeren en -cladden (Torre & Vries, 2000)

Figuur 2: Laserharden (Vollertsen, Partes, & Meijer, 2005)

16

4.4 Laserdispergeren

Laserdispergeren lijkt in se erg op het laserlegeren. Het verschil ligt in het feit dat het

toevoegmateriaal niet oplost in het oorspronkelijke basismateriaal. De partikels blijven nagenoeg

intact en worden ingebed in de basismateriaal-laag. Voorwaarde hiervoor is dat de toegevoegde

partikels een erg hoog smeltpunt hebben (boven 3000°C), zodat ze niet gesmolten worden zoals

bij laserlegeren. Ook hier hebben de convectiestromen, afkomstig van de grote

temperatuurverschillen, een belangrijke rol: in plaats van het vermengen van gesmolten partikels,

zorgen ze er nu voor dat de vaste partikels behoorlijk gelijkmatig worden verdeeld in de toplaag.

Aangezien dit geen vorm van legeren is en de partikels in vaste toestand worden opgenomen in

het basismateriaal, zijn er enkele beperkingen en opvallende eigenschappen aan dit procedé.

Aangezien aan de toplaag vooral nog het basismateriaal te vinden is, is deze techniek niet echt

geschikt voor het versterken van anticorrosieve eigenschappen van het basismateriaal. Deze

techniek wordt gebruikt om de hardheid sterk te verhogen. Men zal dus partikels met én een

hoog smeltpunt én een erg grote hardheid (tot 3000HV) inbedden in het basismateriaal. Veel

gebruikte materialen zijn de carbides (wolfraamcarbides, titaancarbides, chroomcarbides, …).

Men zorgt er vaak voor dat deze erg harde partikels worden ingebed in een relatief zachte

metaalmatrix. Deze matrix als basismateriaal zorgt er met haar taaiheid voor dat bij slijtage de

harde partikels niet zomaar losbreken uit de laag. Ook bij één van de legeringen die toegepast

werd bij V.A.C. Machines in het kader van deze masterproef is dergelijk poeder met harde

carbides in een metaalmatrix gebruikt. Het Metcoclad 520252-poeder is een nikkellegering met

toegevoegde wolfraamcarbides en wordt verder in deze paper besproken.

Ook bij laserdispergeren is de afkoelsnelheid van groot belang. Deze moet uiteraard groot genoeg

zijn, zodat de toegevoegde partikels met hoog smeltpunt de tijd niet krijgen om te smelten en op

te lossen zoals bij het laserlegeerproces. De afkoelsnelheid mag dan ook weer niet te hoog zijn:

een te hoge temperatuurgradiënt zorgt voor te grote spanningsconcentraties rond de grillige

toevoerpoederpartikels. Deze spanningsconcentraties kunnen dan oorzaak zijn van scheuren in

de structuur.

17

5 Lasercladden

Zoals reeds aangegeven stijgt het belang van anticorrosieve en –slijtage maatregelen de laatste

jaren sterk. Vooral voor toepassingen met erg hoge kwaliteitseisen maar met lage oplages is deze

technologie erg interessant. Lasercladden is immers zeker geen goedkope technologie, de

investeringskosten in de laserapparatuur alleen al zijn erg hoog. Door deze reden zijn vooral

hoogtechnologische markten geïnteresseerd in het lasercladden. De luchtvaartsector is één van de

sectoren die het meest gebruik maakt van de lasercladtechnologie (Mishra, 2011). Onderdelen van

gasturbinemotoren komen immers onder extreme omstandigheden qua temperatuur en slijtage

terecht. Dit, gecombineerd met de eis voor een hogere efficiëntie en een stijgende hoeveelheid

mogelijkheden zorgde ervoor dat de lasercladtechnologie succesvol toegepast werd in een sector

waar extreme kwaliteit van vitaal belang is. Niet enkel de luchtvaart is de laatste jaren een trouwe

gebruiker van het proces gebleken. Ook marine (scheepsmotorenonderdelen), defensie en zelfs

de mijnbouw en landbouw vonden telkens toepassingen waarvoor lasercladden de voorkeur

kreeg op alternatieve processen. In deze paragraaf worden drie van de belangrijkste toepassingen

van het lasercladden besproken.

Ten eerste wordt de technologie vaak gebruikt om het aanbrengen van een coating. Het principe

van een coating luidt als volgt: het aanbrengen van een dunne laag materiaal (bijvoorbeeld:

metalen, keramieken,…) op een oppervlakte van een geselecteerd materiaal. Hierdoor worden de

eigenschappen van het uiteindelijk bekomen materiaal veranderd en bekomt men meestal

eigenschappen die men met enkel het substraatmateriaal niet zou kunnen bekomen. Een

voorbeeld hiervan (niet gerelateerd aan het lasercladden) is bijvoorbeeld het hardchroomproces,

waarbij door galvanisatie een coating wordt afgezet met superieure hardheid en corrosieve

eigenschappen. Door het toepassen van een relatief dunne coating, dient men niet het volledige

object in het sterkere, corrosievaste en quasi steeds vele malen duurdere materiaal te

vervaardigen. Men bekomt een composietmateriaal waarvan het oppervlak, dat met de negatieve

effecten van de omgeving in aanraking komt, hoogwaardiger is dan het eigenlijke bulkmateriaal,

dat goedkoop en taai kan gehouden worden. Bij lasercladden wordt het oppervlak uiteraard niet

gegalvaniseerd, de coating wordt op het substraat gelast met een laser. Er moet wel gezegd

worden dat het aanbrengen van een coating door middel van lasercladtechnologie nog steeds

beperkt is. De reden hiervoor is hoofdzakelijk de trage processnelheid en de hoge kost. Verwacht

wordt dat, met verdere stijging van laserefficiëntie in de toekomst, steeds meer

coatingtoepassingen door middel van de laser zullen uitgevoerd worden. Door de hoge kost van

het proces zelf, worden meestal toepassingen gezocht waarvoor dure en hoogwaardige legeringen

gebruikt worden als coating. Voorbeelden hiervan zijn nikkel- en kobalt-superlegeringen.

Daarnaast is er ook een kleine nichemarkt voor het gebruik van lasercladden voor het aanbrengen

van een bio-keramiek coating op titaniumlegering voor de medische sector (meer bepaald voor

orthopedische implantaten).

18

De tweede toepassing waarvoor het lasercladden interessant is, is het herstellen van hoogwaardige

componenten. Wanneer dure, hoogwaardige en vitale componenten door fouten in het

bewerkingsproces verkeerde afmetingen meegekregen hebben, is een eenvoudige additieve

herstelling vaak erg moeilijk. De conventionele methode voor deze herstellingen van

hoogwaardige componenten is het oplassen van het vereiste materiaal. Echter, deze techniek kan

erg negatieve gevolgen hebben voor het bewerkte component door de grote warmte-inbreng.

Eén van de grootste voordelen van het lasercladden is de kleine HAZ (Heat Affected Zone,

warmte-aangetaste zone), wat verderop in deze paper nog besproken zal worden. Door deze

kleine HAZ is de invloed op het te herstellen component erg klein wat betreft de mechanische

eigenschappen, porositeit en scheuren. Ook kunnen met lasercladden materiaal opgelast worden

die voorheen ‘onlasbaar’ leken (zoals diverse aluminium-legeringen).

Ten derde is de Rapid Prototyping en Rapid Tooling-

toepassing ook van belang bij het lasercladden. Deze vrij

nieuwe markt, die zich vooral richt op een verhoging in

snelheid en efficiëntie van het maken van prototypes, al

dan niet via het produceren van mallen of andere ‘Tools’,

vindt met het lasercladden een technologie die het

mogelijk maakt om ook erg stevige, metalen, prototypes

of mallen te creëren. Vooralsnog wordt voornamelijk met

(zachtere) polymeren gewerkt. Het gebruik van

metaalpoeders zorgt ervoor dat prototypes of mallen met

erg lange levensduur kunnen gecreëerd worden, met

dezelfde sterkte-eigenschappen als het uiteindelijk te

bekomen object.

Producten als matrijzen zouden met de

lasercladtechnologie vele malen sneller geproduceerd

kunnen worden. Daarbovenop komt nog het feit dat, met

de juiste CNC-software, hoogopgeleide en ervaren matrijsmakers overbodig kunnen gemaakt

worden indien het lasercladproces binnen bepaalde afmetingen gehouden wordt. Een voorbeeld

van succesvolle toepassing van het lasercladprincipe voor het RP/RT-principe is het LENS-

systeem (Laser Engineered Net Shape) van Sandia Corporation. Dit principe van

lasercladprototyping heeft als grote voordeel dat het metalen objecten kan creëren die niet meer

poreus zijn. Door de directe smelting van het poeder op het object, ontwijkt men het probleem

dat men bij andere Rapid Prototyping-technieken voor metaal heeft. Kort uitgelegd: door het

verwijderen van het steeds nodige bindmiddel ontstaat daarbij een ‘green part’ dat nog steeds

opgevuld moet worden met een legering met een lager smeltpunt (meestal brons) dan de legering

waarmee het stuk is opgebouwd. Het LENS-systeem heeft geen nood aan bindmiddel, de

legering wordt rechtstreeks op het Prototyping-stuk geclad en zo zijn de mogelijkheden qua

poederkeuzes quasi eindeloos.

Figuur 4: LENS-systeem (Sandia National Laboratories, 2013)

19

5.1 Het proces

Twee verschillende processen worden gebruikt wanneer men via een laser metaallegeringen

oplast. Het verschil tussen de processen zit in de manier van poedertoevoeging: het

tweestapsproces gaat uit van poeder dat al geplaatst is geweest op het substraat, het

eenstapsproces voegt het materiaal toe terwijl de laser deze oplast aan het substraat. Voor deze

masterproef werd gebruik gemaakt van het eenstapsproces, toch wordt voor de volledigheid kort

het tweestapsproces besproken.

5.1.1 Tweestapsproces

Het tweestapsproces is het proces waarbij er geclad wordt met voorgeplaatst poeder. Dit is de

eenvoudigste methode. Er moet echter wel voor gezorgd worden dat het poeder aan het

substraat blijft kleven tot het gesmolten wordt (en er een metallurgische verbinding kan gevormd

worden). Dit is niet altijd even eenvoudig aangezien steeds een inert gas wordt geblazen op het

smeltbad waar de laser passeert (zoals bij andere vormen van lassen), dit om oxidatie te

voorkomen bij de erg hoge temperaturen. Meestal wordt hiervoor een bindmiddel op basis van

alcoholen gebruikt. Wanneer de laser het voorgeplaatste poederbed raakt gebeurt het volgende:

- Er wordt meteen een smeltbad gecreëerd in de toplaag van het voorgeplaatste poederbed door

de irradiatie van de laser.

-De warmte wordt via de mengeling van poeder en bindmiddel naar beneden overgedragen, de

snelheid hiervan is afhankelijk van de warmtecapaciteit van het mengsel. Belangrijk te vermelden

is dat het bindmiddel hier zal verdampen, wat voor porositeit zal zorgen.

-De smelt bereikt uiteindelijk het oppervlak waar substraat en het mengsel legering-bindmiddel

elkaar tegenkomen. Hier wordt de overgebleven warmte gebruikt om energie te voorzien voor

een metallische binding tussen substraat en poeder.

20

Bovenstaande afbeelding geeft een theoretische benadering

weer van de positie van de smelt, naargelang interactietijd met

de laser (Steen, 2003). Het is duidelijk dat tijdens de eerste

centiseconden van lasercontact het quasi-horizontale

smeltgrensoppervlak heel erg snel daalt: het voorgeplaatste

poeder smelt van boven naar beneden, dit gaat erg snel

doordat het poederbed vrij thermisch geïsoleerd is. Wanneer

de smelt het substraatoppervlakte bereikt is het interessant om

op te merken dat er eerst weer een stolling plaatsvindt: het

substraat is immers massief en heeft een goed contact met het

poederbed, hierdoor wordt de warmte gemakkelijk en snel

afgeleid via het substraatmateriaal. Verdere warmtetoevoeging

zorgt ervoor dat het smeltbadoppervlakte voor een tweede keer het oppervlakte van het substraat

bereikt. Dit oppervlakte is nu warm genoeg om eveneens te smelten: een metallische verbinding

kan worden gecreëerd.

Voor het eerst in deze paper wordt hier melding gemaakt van de term ‘dilution’. Deze geeft de

graad van vermenging (vaak procentueel, af en toe in afstandsmaten), tussen toegevoegd

poedermateriaal en substraatmateriaal weer. De term dilution wordt in quasi alle literatuur

omtrent lasercladden gebruikt, en zal zich alzo ook op die wijze en met die definitie in deze paper

bevinden. Specifiek voor de tweestapsmethode lijkt op bovenstaande afbeelding dat voor een

groot gebied van interactietijd (circa 0.03s tot 0.5s) een gebied met lage dilution mogelijk is.

Echter, het is slechts voor het gedeelte van 0.15s tot 0.5s (specifiek voor de parameters gebruikt

voor dit schema, notabene) dat er sprake is van een metallische verbinding. Deze metallische

verbinding is essentieel voor het garanderen van een goed cladresultaat.

Figuur 6: Tweestapsmethode (Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004)

Figuur 5: Positie van de smelt bij tweestapsmethode (Steen, 2003)

21

Het grote probleem dat men bij de tweestapsmethode ondervindt is de moeilijkheid van het

onder controle houden en correct instellen van de warmte-inbrenging- en CNC-loopsnelheids-

parameters. Een te lage warmte-inbreng of interactietijd brengt immers geen metallische

verbinding met zich mee (dilution=0%). Zijn voorgenoemde parameters dan weer te hoog, zal de

dilution te hoog zijn. Dit is erg nadelig omdat op deze manier de gewenste eigenschappen van de

cladlaag teniet gedaan worden, men is als het ware aan het laserlegeren (indien dilution naar 100%

gaat). Verschillende manieren werden ontwikkeld om op zowel theoretische als experimentele

manieren te gaan bepalen welke snelheid en vermogensinbreng benodigd zijn voor een correcte

dilution. Echter, door voorgenoemde problemen, en het feit dat door de verdamping van het

bindmiddel er zich onvermijdelijk porositeit in de cladlaag gaat bevinden, wordt deze techniek

voornamelijk enkel gebruikt voor Rapid Prototyping/Rapid Tooling.

5.1.2 Eénstapsproces

Het éénstapsproces is het lasercladproces dat voor deze

thesis is gebruikt. In dit hoofdstuk worden enkel de

verschillende manieren van poedertoevoeging besproken,

het essentiële verschil met de tweestapsmethode. Aan de

rechterkant ziet u een afbeelding met de verschillende

poedertoevoegingsmethodes voor het éénstapsproces.

Helemaal bovenaan staat de pastatoevoegingsmethode

geïllustreerd: terwijl de laser aanstaat wordt een pasta

toegevoegd, dat qua positie meestal ietwat voorkomt op

de laser. Net als bij de tweestapsmethode bestaat deze

pasta uit de gekozen legering, gemengd met een

bindmiddel. De nadelen en beperkingen van de

tweestapsmethode blijven echter aanwezig en er is het

bijkomend probleem van de extra

pastatoevoerparameter. Deze manier van toevoeging

wordt bijgevolg dus slechts weinig toegepast.

De tweede mogelijkheid van metaaltoevoeging is die van

het geblazen poeder. Hierbij komt het poeder tegelijk (of

een fractie voor het substraat) met de laser én het

substraat in aanraking. Deze methode werd gebruikt in

deze masterproef en zal de enige relevante methode zijn

voor de rest van deze paper, waarin ze besproken wordt.

Figuur 7 Eenstapsmethode: b1) Pastatoevoeging, b2) Geblazen poeder, b3) Draadtoevoeging (Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004)

22

De derde mogelijkheid bestaat erin om een draad, in plaats van poeder, bestaande uit het

materiaal naar keuze, toe te voegen aan het smeltbad afkomstig van de laserwarmte. In

vergelijking met de toevoeging van geblazen poeder heeft de draadtechniek enkele unieke

voordelen. Zo is de toevoegefficiëntie van de draad veel groter dan de efficiëntie van het poeder,

waarvan er altijd heel wat verloren wordt geblazen. Economisch gezien is de draadtechniek ook

interessant, het is namelijk veel goedkoper een draad te produceren dan metaalpoeders. Uiteraard

zijn ook enkele nadelen aan deze techniek verbonden, ze krijgt immers in vele gevallen niet de

voorkeur op poedertoevoer. Enkele van de problemen: een lage oppervlaktekwaliteit, lage

krachteigenschappen, porositeit en scheuren. Er is in de literatuur melding van onderzoekers die

erin slaagden een goede parameterinstelling te kiezen voor de draadtechniek bij lasers maar over

het algemeen wordt er geoordeeld dat een kleine verandering in het proces of een kleine

verstoring al te snel dramatische effecten heeft voor de kwaliteit van de cladlaag. Bij V.A.C.

Machines werd, zoals reeds vermeld, ook gekozen voor het geblazen poeder-systeem.

5.2 Theoretische benadering

Een grote hoeveelheid aan onderzoeken is reeds uitgevoerd met betrekking tot het formuleren

van een adequate theoretische procesomschrijving van het lasercladden, met wisselend succes.

Corbin et al. (2004) geven ook in hun werk omtrent het lasercladden een kort overzicht van deze

theoretische modellen. Veel van deze theoretische modellen zijn steady state-modellen (geen

rekening houdend met de tijd). Enkele onderzoeken brachten ook dynamische modellen als

voorstel naar buiten. De grote moeilijkheid in het creëren van dergelijke modellen is het feit dat

men te maken heeft met een grote hoeveelheid van parameters, processen en eigenschappen die

elkaar beïnvloeden. Zo zal bijvoorbeeld een verhoogde snelheid van een ingevlogen

poederpartikel ook een effect hebben op het proces. Het is belangrijk om op te merken dat veel

van deze modellen zich richten op een enkel aspect van het lasercladden, zoals bijvoorbeeld het

analyseren van het poederrendement aan de hand van enkele parameters, of het bepalen van de

gemiddelde temperatuur van het smeltbad, afhankelijk van het materiaal, laser, intensiteit,

snelheid, enzovoort.

In het kader van deze scriptie zijn deze modellen echter van minder nut. Hoewel ze een

hulpmiddel kunnen zijn voor het vinden van een indicatie van instelbare parameters, zijn ze

praktisch weinig werkbaar, aangezien ze zelden over het proces als volledig geheel kunnen

handelen. In vrijwel alle literatuur omtrent lasercladden wordt aangewezen om, evenwel met

theoretische verstand van zaken, aan de slag te gaan met modellen op basis van experimentele

analyses. Door de grote verscheidenheid aan parameters is het zo dat elk lasercladproces op

zichzelf moet bestudeerd worden. Deze studie kan echter wel gedaan worden vanuit

experimentele analyses, dit geschiedde ook zo voor deze scriptie. Voor een selectie uit de

belangrijkste experimentele modellen die werden geraadpleegd voor deze masterproef wordt

verwezen naar hoofdstuk 5.4.

23

5.3 Parameters – processen - cladlaag

Wanneer men zich verdiept in het theoretische aspect van het lasercladden, moet men zich

ervoor behoeden dat men door het bos de bomen niet meer zou zien. De lijst aan verschillende

parameters en invloedsfactoren die allen invloed hebben op de uiteindelijke cladlaag en diens

vereiste kwaliteiten lijkt eindeloos. Even eindeloos is de lijst aan onderzoekartikels over de

invloeden van parameteraanpassingen bij het cladden. Belangrijk is hierbij te onthouden dat geen

enkele (test-)opstelling dezelfde is. Het is erg moeilijk om twee projecten te vinden waarbij zelfs

maar twee parameters (zoals laservermogen, legeringkeuze, poedertoevoersnelheid, lasersoort, …)

gelijk zijn. Bijgevolg is het niet evident om artikels, die op zich meestal erg informatief zijn

(lasercladden is een vrij hoogtechnologische techniek), op een correcte manier te linken aan de

eigen experimentopstelling bij V.A.C. Machines. Na een uitvoerige literatuurstudie over

parameterinstelling werd besloten om alle vergaarde informatie te filteren tot een grote

hoeveelheid artikels en onderzoeken overbleef die allen kunnen gelinkt worden aan de

testopstelling bij V.A.C. Hiermee wordt bedoeld dat artikels die bijvoorbeeld handelden over het

oplassen van aluminiumlegeringen of gepulste lasers minder aandacht kregen.

Toen deze nuttige informatie omtrent de parameters verzameld was, werd besloten om vanuit

deze kennis de eerste eigen testen uit te voeren. Hiervoor was het nodig om de resultaten en

parameters van de bestudeerde onderzoeken om te rekenen naar de eigen opstelling. Over deze

opstelling bij V.A.C. Machines staat meer vermeld in het hoofdstuk ‘Apparatuur en materiaal’.

Het moet gezegd dat deze omrekening niet altijd even eenvoudig te doen is. Een eenvoudig

voorbeeld hiervan: over het algemeen wordt voor het lasercladden vaak gewerkt met een

cirkelvormige laserspot waarvan men de oppervlakte instelde door de laser minder of meer uit

focus op het substraat te brengen. Bij V.A.C. Machines werd gewerkt met een rechthoekige spot

van 8 op 4 mm. Dit oppervlak van 32mm² komt vrij nauwkeurig in de buurt van het oppervlak

van een cirkel met een diameter van 6.4mm. De eerste uitgevoerde testen werden bekomen met

parameters die ruwweg geschat werden aan de hand van indicaties die uit artikels werden gehaald.

24

Naarmate het proces vorderde werd meer en meer duidelijk dat een puur theoretische benadering

van het proces bijna onmogelijk uit te voeren was. Vaak zijn sommige parameters namelijk erg

moeilijk te controleren of aan te passen. Ook hiervan een voorbeeld: er wordt in de literatuur

melding gemaakt van de invloed van de snelheid (niet het debiet) van poederpartikels wanneer ze

in gesmolten toestand het substraat bereiken (de Oliveira, Ocelik, & De Hosson, 2005). Deze

snelheidsvariabele is een voorbeeld van één van de vele ‘belangrijke’ parameters die in de

literatuur aan bod komt. Het is niet mogelijk om in één enkele testopstelling alle parameters, die

vaak slechts in enkele artikels aan bod komen, te berekenen, laat staan er rekening mee te

houden. Naar parameters als partikelsnelheid, poederuitstroomvorm, warmtecapaciteit van

legeringen, ... werd aldus geen onderzoek verricht. Het was van belang een lijst van parameters uit

te kiezen die aan enkele voorwaarden voldeden. Ten eerste diende de parameter uiteraard van een

essentieel belang te zijn voor de uiteindelijke cladlaag (met de oppervlakteruwheid van het

substraat werd bijvoorbeeld geen rekening gehouden). Ten tweede moest de parameter instelbaar

zijn bij V.A.C. Machines (de spot-size lag vast op minimaal 32mm², een grotere

vermogensdichtheid dan 94W/mm² was bijgevolg niet mogelijk). Ten derde moest de parameter

meetbaar zijn (de exacte laserdistributie werd niet berekend). Voor deze keuze werd rekening

gehouden met een niet-limitatieve lijst in het boek Laser Cladding (Steen, 2003). Dit handboek

van Steen bood als leidraad in het begin van de literatuurstudie een enorme hulp en dient extra

vermeld te worden. Tabel 2, dat u op volgende pagina vindt is quasi identiek overgenomen uit

laatst vermeld boek. Deze lijst aan parameters, processen die doorlopen werden en

eindresultaatvariabelen was hét hulpmiddel bij uitstek om de literatuurstudie de goede richting uit

te sturen. Naast de verschillende parameters vindt u voor sommige ook de instelmogelijkheden

en vaste gegevens bij V.A.C. Machines. De eigenschappen die u onder de tabel van de cladlaag

vindt waren essentieel voor de kwaliteitsbepaling van de cladlaag in het onderzoek.

De parameters hebben meestal geen verdere duiding nodig in dit schema. Sommigen van hen

worden nog eens toegelicht in het hoofdstuk over apparatuur en materiaal. Na het schema komt

kort nog eens de cladgeometrie en de benamingen aan bod.

25

Tab

el 2

: O

verz

icht

Par

amet

ers-

Pro

cess

en-C

ladl

aag,

met

toe

voeg

ing

para

met

ers

V.A

.C. M

achi

nes

(Cor

bin,

Toy

serk

ani,

& K

hajepo

ur, 2004)

26

5.3.1 Cladgeometrie

In bovenstaande afbeelding zijn de verschillende geometrie-eigenschappen van de uiteindelijke

cladlaag aangeduid:

𝑊: 𝐵𝑟𝑒𝑒𝑑𝑡𝑒 (𝑚𝑚)

ℎ: 𝐻𝑜𝑜𝑔𝑡𝑒 (𝑚𝑚)

𝑏: 𝑑𝑖𝑒𝑝𝑡𝑒 (𝑚𝑚)

𝜃: 𝐶𝑜𝑛𝑡𝑎𝑐𝑡ℎ𝑜𝑒𝑘(°)

𝐴𝐶: 𝐶𝑙𝑎𝑑𝑙𝑎𝑎𝑔(𝑚𝑚2)

𝐴𝑚: 𝐺𝑒𝑠𝑚𝑜𝑙𝑡𝑒𝑛 𝑜𝑝𝑝𝑒𝑟𝑣𝑙𝑎𝑘(𝑚𝑚2)

Ook de verhouding tussen breedte en hoogte kan uit de cladlaaggeometrie gehaald worden en is

een belangrijke parameter voor het lasercladden. Verhouding of Aspect Ratio (AR):

𝐴𝑅 (𝑎𝑠𝑝𝑒𝑐𝑡 𝑟𝑎𝑡𝑖𝑜) =𝑤

ℎ

Ook de dilution of vermengingsgraad kan via de geometrie van de cladlaag bepaald worden. Er

zijn twee manieren om de dilution te bepalen. Enerzijds kan dat metallurgisch: hierbij zal men de

vermenging van substraat en legering berekenen door middel van een samenstellingsstudie (vaak

door het gewichtsprocent van ijzer in het substraat en legering gradueel te vergelijken).

Eenvoudiger is echter om de dilution geometrisch uit te drukken:

𝑑𝑖𝑙𝑢𝑡𝑖𝑜𝑛 = 𝑏

𝑏 + ℎ

AC

Am

Figuur 8: Cladgeometrie (Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004)

27

5.3.2 Hardheid en slijtageweerstand

Het is belangrijk om op te merken dat hardheid een indicatieve waarde geeft over de resistentie

tegen slijtage. Vooral de weerstand tegen abrassieve slijtage toont een grote mate van

afhankelijkheid aan de hardheid van een materiaal. Dit is vrij logisch: de hardheid van een

materiaal geeft haar weerstand tegen plastische vervorming aan. Maar de hardheid op zich geeft

geen absolute waarde aan inzake de weerstand tegen vervorming. Ook de microstructuur speelt

een belangrijke rol. Harde materialen zijn immers ook over het algemeen bros. Wanneer ze,

ondanks hun hardheid, toch afslijten, is het mogelijk dat grote stukken mee breken.

Onderstaande afbeelding toont aan de hardheid én de soort van het materiaal samen de

weerstand tegen slijtage bepaalt.

Bij deze afbeelding valt op dat de brosse ‘ceramics’ ondanks hun extreme hardheid slechts een

beperkte weerstand tegen slijtage bezitten. Dit is te wijten aan het feit dat breuken zich

gemakkelijk propageren in dergelijk bros materiaal. Een oplossing om toch gebruik te maken van

deze keramieke hardheid is ze in te bedden in een zachtere, ductielere, matrix. Deze matrix kan

krachten opvangen die in een zuiver keramische cladlaag tot scheuren zou leiden. Dit is eveneens

het systeem dat toegepast wordt bij het Metcoclad-poeder. Meer over deze zogenaamde ‘Metal

Matrix Composites’ is te lezen in hoofdstuk 6.4.4.b. Ook kan opgemerkt worden dat hardheid,

indien men binnen dezelfde materiaalsoort blijft tenminste, wel een heel goede indicatie is inzake

slijtageweerstand. Dit is ook voor deze masterproef van belang: een Stellite 6-laagmet hogere

hardheid zal een hogere slijtageweerstand hebben dan een Stellite 6-laagmet een lagere hardheid.

Met behulp van een stijtage-test-opstelling kan gemeten worden hoeveel materiaal per tijd de

cladlaag verliest tijdens een slijtage-toestand. Dergelijke apparatuur werd in het kader van deze

thesis niet gebruikt. Aangezien met legeringen werd gewerkt die bekend zijn om hun

slijtageweerstand kon voldoening genomen worden met de hardheidswaarden van de cladlagen

inzake een indicatie voor slijtageweerstand.

Figuur 9: Slijtageweerstand in functie van hardheid voor verschillende materiaalsoorten (Thermaspray PTY, 2013)

28

5.4 Invloeden van parameters en combinaties van parameters

Zoals reeds vermeld zijn er voor het lasercladden startpunten van waaruit men kan vertrekken,

met als doel een adequaat opgestelde procesparameterinstellingen te bekomen: het theoretisch en

het experimenteel vertrekpunt. Voor deze thesis werd uitgegaan om vanuit praktisch werkbare

‘lasercladmodellen’ te vertrekken, het experimenteel vertrekpunt werd aldus aangenomen om een

eerste indicatie te krijgen in welke richting de parameters moeten gestuurd worden voor het

bekomen van een kwaliteitsvolle cladlaag. De theoretische achtergrond wordt gebruikt voor het

vereiste inzicht in het proces en problemen te kunnen uitleggen en te elimineren. Enkele van deze

praktisch werkbare modellen en belangrijke voorbeelden uit de literatuur worden hier vermeld.

Het moet gezegd dat in verschillende metaalverwerkingsmagazines lasercladden een ‘hot item’ is:

ontelbare artikels verschijnen maandelijks over de hele wereld met resultaten over toegepaste

instellingen en gebruikte legeringen. Het was het streefdoel hieruit degene te selecteren die

relevant waren (gelijkaardige legeringen en de procesparameters ervan te catalogeren. Er zijn in

de literatuur ook enkele, vaak ietwat oudere, ruimere gebruiksvriendelijke modellen te vinden als

indicaties voor het opstellen van een lasercladproces. Deze geven aan wat de gevolgen van

parameterinstellingen op de uiteindelijke cladlaag (geometrie en kwaliteit) zijn. Van de

belangrijkste volgt hier een korte uitleg.

29

5.4.1 ‘Operating window’ van Steen

In het werk ‘Laser Material Processing’ van Steen (2003) is er een beknopt hoofdstuk gewijd aan

het instellen van een lasercladproces, volgende grafiek is hiervoor de leidraad.

Steen gebruikte in deze eenvoudige grafiek drie combinaties van procesparameters om het

lasercladproces te omschrijven. Deze procesparameters bakenen een gebied af waarin het

lasercladden goede resultaten kan afleveren. Het is belangrijk te vermelden dat de specifieke

waarden die gelden voor de parametercombinaties afhankelijk zijn van de gebruikte legering. De

waardes die meegegeven worden in Steens onderzoek zijn die van een Wallex Colmonoy. Dit is

een nikkel-chroom-legering met toegevoegd wolfraam om carbides te vormen. Qua inhoud is

deze legering dus vrij gelijkaardig aan het Metcoclad-poeder dat in de experimenten voor deze

thesis werden gebruikt, de gewichtspercentages zijn echter wel anders. Eerst worden enkele

parameters besproken, daarna volgt de uitleg voor de verschillende regio’s in deze grafiek.

Figuur 10 Laser Cladding Operating Window (Steen, 2003)

30

𝑃:𝑝𝑜𝑤𝑒𝑟

𝑠𝑝𝑜𝑡 𝑑𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑒𝑟 , ℎ𝑒𝑡 𝑣𝑒𝑟𝑚𝑜𝑔𝑒𝑛 𝑝𝑒𝑟 𝑑𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑒𝑟 𝑣𝑎𝑛 𝑑𝑒 𝑙𝑎𝑠𝑒𝑟𝑠𝑝𝑜𝑡 (

𝑊

𝑚𝑚)

�̇�: 𝑝𝑜𝑤𝑑𝑒𝑟 𝑓𝑒𝑒𝑑 𝑟𝑎𝑡𝑒, 𝑚𝑎𝑠𝑠𝑎 𝑝𝑜𝑒𝑑𝑒𝑟 𝑝𝑒𝑟 𝑠𝑒𝑐𝑜𝑛𝑑𝑒 𝑡𝑜𝑒𝑔𝑒𝑣𝑜𝑒𝑔𝑑 (𝑔

𝑠)

𝑙: 𝑙𝑒𝑛𝑔𝑡ℎ, 𝑙𝑒𝑛𝑔𝑡𝑒; 𝑣𝑜𝑙𝑔𝑒𝑛𝑠 𝑙𝑜𝑜𝑝𝑟𝑖𝑐ℎ𝑡𝑖𝑛𝑔 𝑣𝑎𝑛 ℎ𝑒𝑡 𝑝𝑟𝑜𝑐𝑒𝑠 (𝑚𝑚)

𝑤: 𝑤𝑖𝑑𝑡ℎ, 𝑏𝑟𝑒𝑒𝑑𝑡𝑒; 𝑙𝑜𝑜𝑑𝑟𝑒𝑐ℎ𝑡 𝑜𝑝 𝑑𝑒 𝑙𝑜𝑜𝑝𝑟𝑖𝑐ℎ𝑡𝑖𝑛𝑔 𝑣𝑎𝑛 ℎ𝑒𝑡 𝑝𝑟𝑜𝑐𝑒𝑠 (𝑚𝑚)

ℎ: ℎ𝑒𝑖𝑔ℎ𝑡, ℎ𝑜𝑜𝑔𝑡𝑒 (𝑚𝑚)

𝐴𝑠𝑝𝑒𝑐𝑡 𝑟𝑎𝑡𝑖𝑜 = 𝐴𝑅 =𝑤

ℎ=

𝑤𝑖𝑑𝑡ℎ

ℎ𝑒𝑖𝑔ℎ𝑡,𝑏𝑟𝑒𝑒𝑑𝑡𝑒

ℎ𝑜𝑜𝑔𝑡𝑒 (𝑑𝑖𝑚𝑒𝑛𝑠𝑖𝑒𝑙𝑜𝑜𝑠)

𝑈 (=𝑙

𝑡) 𝑝𝑟𝑜𝑐𝑒𝑠𝑠 𝑠𝑝𝑒𝑒𝑑 , 𝑝𝑟𝑜𝑐𝑒𝑠𝑠𝑛𝑒𝑙ℎ𝑒𝑖𝑑 (

𝑚𝑚

𝑠)

𝑆: 𝑠𝑢𝑟𝑓𝑎𝑐𝑒: 𝑜𝑝𝑝𝑒𝑟𝑣𝑙𝑎𝑘𝑡𝑒 𝑙𝑎𝑠𝑒𝑟𝑠𝑡𝑟𝑎𝑎𝑙 (𝑚𝑚2)

𝑟: 𝑟𝑎𝑑𝑖𝑢𝑠, 𝑠𝑡𝑟𝑎𝑎𝑙 𝑖𝑛𝑑𝑖𝑒𝑛 𝑙𝑎𝑠𝑒𝑟𝑠𝑡𝑟𝑎𝑎𝑙 𝑐𝑖𝑟𝑘𝑒𝑙𝑣𝑜𝑟𝑚𝑖𝑔 𝑖𝑠 (𝑚𝑚)

𝑡: 𝑡𝑖𝑚𝑒, 𝑡𝑖𝑗𝑑 𝑜𝑛𝑑𝑒𝑟 𝑙𝑎𝑠𝑒𝑟𝑠𝑡𝑟𝑎𝑎𝑙(𝑠)

De lengte van de laserspot is gericht volgens de looprichting van het proces, de breedte ligt hier

loodrecht op.

De regio onderaan, afgebakend door een rechte die licht hellend loopt, is genaamd ‘no clad’.

Volgens Steen is voor het lasercladproces een minimale energie-inbreng nodig om een cladlaag te

kunnen opleggen. Onder deze energie-inbreng wordt de cladlaag discontinu.

𝐸𝑠𝑝𝑒𝑐 =𝑃 ∗ 𝑡

𝑆=

𝑃𝑆𝑡

=

𝑃𝑤 ∗ 𝑙

𝑡=

𝑃

𝑤 ∗ 𝑈 (

𝐽

𝑚𝑚2)

Er wordt opgemerkt dat voor cirkelvormige laserspots er gerekend wordt met 𝑃

2∗𝑟∗𝑈, wat op

hetzelfde neerkomt, enkel wordt vereenvoudigend vanuit gegaan dat de energie-inbreng uniform

is over het gehele cirkeloppervlak, wat niet zo is. Bij V.A.C. Machines werd gewerkt met een

rechthoekige spot. Besluitend voor de ‘no clad’-zone kan men stellen dat een minimale energie-

inbreng nodig voor een continue clad een functie is van de parametercombinatie van vermogen,

spotgrootte en processnelheid. De ‘no clad’-waarde is erg afhankelijk van het type legering

(22J/mm² voor Colmonoy PC6, volgens het voorbeeld van Steen) en in lichte mate afhankelijk

van de poedertoevoerhoeveelheid.

31

De regio links-bovenaan, afgebakend door de diagonaal lopende rechte, geeft aan wanneer er een

dilution-probleem zich voordoet. Wordt de maximumwaarde, aangegeven door deze rechte,

overschreden, dan zal een te hoge vermenging het gevolg zijn, wat niet gewenst is voor de

cladlaag. Dilution is mogelijk wanneer er nog energie over is na het smelten van de

poederpartikels. De excessieve energie wordt gebruikt om metallische verbindingen te maken, er

treedt vermenging op met het substraat materiaal, de dilution is recht evenredig met de

hoeveelheid excessieve energie. Steen toonde aan dat de gecombineerde parameter 𝑃

𝑤∗�̇� een

maximumwaarde gaf die het begin van overdadige dilution inluidde (ook hier is de term diameter

vervanger door breedte, zie vorige paragraaf). Belangrijk is hier op te merken dat de snelheid

volgens Steen dus geen indicatieve parameter is voor de dilution. Immers, dilution doet zich pas

voor wanneer teveel energie over is na het smelten van het poeder. Of het substraat nu stilstaat of

beweegt doet er niet toe: als er energie overblijft na het smelten van de in de tijd continu

toegevoegde partikels, vindt vermenging plaats. Een stuk dat snel beweegt met hoog vermogen

en weinig poedertoevoer zal evenveel dilution tussen legering en substraat ondervinden als een

stuk dat traag beweegt! Het stuk dat traag beweegt zal uiteraard een dikkere cladlaag hebben,

maar de metallische verbinding en vermenging ‘tussen legering en legering’ dat zichzelf opstapelt

is geen dilution. De waarde die Steen vond voor de beproefde Colmonoy was 2500J/gmm.

Als laatste gecombineerde parameter die te controleren valt, geeft Steen de Aspect Ratio mee.

Deze geeft een miniumwaarde voor een bepaalde legering die te respecteren valt. Onder deze

minimumwaarde zal er een probleem van porositeit ontstaan tussen de overlappende cladlagen.

De specifieke minimum AR die Steen voorlegde voor de Colmonoy-legering bedroeg 5, met

andere waarden, de breedte van de cladlaag diende minimaal 5 keer groter te zijn dan de hoogte.

Ter vergelijking: met een spoorbreedte van 8mm bij V.A.C. Machines is een hoogte van 1.6mm

de hoogste cladlaag die men in een keer kan opleggen om aan de Aspect Ratio-vereisten te

voldoen voor de Colmonoy-legering volgens Steen. In het onderzoek van laatstgenoemde wordt

vermeld dat de gecombineerde parameter 𝑃 ∗𝑤

�̇�2 gecorreleerd is aan de aspectratio. Aangezien de

breedte een vast gegeven was bij V.A.C. Machines en het vermogen quasi altijd op het maximum

gehouden werd, was de poedertoevoer het middel bij uitstek om de hoogte van de cladlaag te

regelen.

Er wordt geconcludeerd dat binnen de afgebakende grenzen, die gevormd worden door de drie

combinaties van parameters, een vrij groot gebied aanwezig is waarin kwaliteitsvolle cladlagen

(weinig porositeit, lage dilution en een continue laag) mogelijk is. De grootte van dit werkzame

gebied en de waarden en ligging van de grenswaardefuncties zijn afhankelijk van de gebruikte

legering. Toch biedt dit model een zeer interessante oplossing voor het oplossen van problemen

na structuuranalyses van experimentele cladlagen. Het houdt echter geen rekening met diverse

externe factoren, die erg belangrijk kunnen zijn, zoals voorverwarmen.

32

5.4.2 Doctoraatstudie van Schneider aan de universiteit van

Twente

De heer Schneider voltooide in 1998 zijn doctoraatsthesis omtrent lasercladden. Hoewel het

lasercladden sindsdien reeds een grote ontwikkeling doormaakte zijn enkele van zijn bevindingen

nog steeds relevant en interessant. Bij deze studie werden enkele experimentele en theoretische

procesmodellen opgesteld en geëvalueerd.

Specifiek voor het lasercladden van kobaltbasislegeringen deed de heer Schneider onderzoek naar

de verschillende procesparameters die op dat moment op experimentele basis (succesvol) werden

toegepast. Ook bij V.A.C. Machines werden poeders op kobaltbasis gebruikt (Stellite 1 en Stellite

6), deze studie was zodoende interessant om een eerste indicatie te geven voor de instellingen van

de parameters. Bovenstaande grafiek levert een overzicht het onderzoek: elk zwarte punt stelt een

apart toegepast proces voor. De verticale as geeft de vermogensdichtheid dat de laserbundel

levert op het substraat en het poeder in 𝑘𝑊

𝑐𝑚2 , de horizontale as geeft de interactietijd weer van de

laser op een punt van het teststuk. Deze interactietijd is afhankelijk van de breedte van de

laserspot en de processnelheid.

Figuur 11: Studie vermogensdichtheid, interactietijd en specifieke energie voor kobaltbasislegeringen. In het blauw toegevoegd: vaak gebruikte instellingen V.A.C. Machines (Schneider, 1998)

33

Het moet gezegd dat in bovenvermelde doctoraatsstudie wordt aangehaald dat de drie laatst

genoemde procesparameters op zich alleen geen garantie kunnen bieden op een kwaliteitsvolle

clad. Individuele instellingen van de parameters apart, zoals laservermogen en loopsnelheid zijn

ook van belang. Het is dus niet zo dat de afstelling van de specifieke energie, dat aangeduid door

de diagonale lijnen op de grafiek en dat een combinatie is van de vermogensdichtheid en de

interactietijd, op zich voldoende garantie biedt op een adequate cladlaag. Ook met de erg

belangrijke parameter van de poedertoevoersnelheid wordt geen rekening gehouden in deze

richtlijn aangevende grafiek.

De gemiddelde vermogensdichtheid van de verzameling processen is 15kW/cm², de gemiddelde

interactietijd bedraagt 0.5 seconden. Het is duidelijk dat de meeste processen, qua specifieke

energie, zich bevinden tussen de waardes van 1 en 10 kJ/cm². In het blauw is op de grafiek

aangeduid waar de experimenten van V.A.C. Machines zich situeren. De laserspotgrootte en

maximumvermogen waren vaste gegevens:

𝐿𝑎𝑠𝑒𝑟𝑠𝑝𝑜𝑡𝑔𝑟𝑜𝑜𝑡𝑡𝑒 = 𝑤 ∗ 𝑙 = 8𝑚𝑚 ∗ 4𝑚𝑚 = 32𝑚𝑚2

𝑃𝑚𝑎𝑥 = 3𝑘𝑊

𝑀𝑎𝑥𝑖𝑚𝑎𝑙𝑒 𝑣𝑒𝑟𝑚𝑜𝑔𝑒𝑛𝑠𝑑𝑖𝑐ℎ𝑡ℎ𝑒𝑖𝑑 = 𝑃𝑑𝑒𝑛𝑠𝑖𝑡𝑒𝑖𝑡 =𝑃𝑚𝑎𝑥

𝑙𝑎𝑠𝑒𝑟𝑠𝑝𝑜𝑡=

3𝑘𝑊

32𝑚𝑚2=

93.75𝑊

𝑚𝑚2

=9.375𝑘𝑊

𝑐𝑚2

De loopsnelheden van de processen varieerden meestal tussen de 5 en 10 mm/s, dit voor een

lengte van 4mm van de laserspot. Dit zorgt voor volgende interactietijden en specifieke energie:

𝑝𝑟𝑜𝑐𝑒𝑠𝑠𝑛𝑒𝑙ℎ𝑒𝑖𝑑 = 𝑣 = 5 𝑡𝑜𝑡10𝑚𝑚

𝑠

𝑙𝑎𝑠𝑒𝑟𝑠𝑝𝑜𝑡𝑙𝑒𝑛𝑔𝑡𝑒 = 4𝑚𝑚

𝑡𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑎𝑐𝑡𝑖𝑒 =𝑣

𝑙=

4𝑚𝑚

5 𝑡𝑜𝑡 10𝑚𝑚

𝑠

= 0.8𝑠 (𝑣𝑜𝑜𝑟5𝑚𝑚

𝑠) 𝑡𝑜𝑡 0.4𝑠 (𝑣𝑜𝑜𝑟

10𝑚𝑚

𝑠)

𝑆𝑝𝑒𝑐𝑖𝑓𝑖𝑒𝑘𝑒 𝑒𝑛𝑒𝑟𝑔𝑖𝑒 = 𝐸𝑠𝑝𝑒𝑐 = 𝑃𝑑𝑒𝑛𝑠𝑖𝑡𝑒𝑖𝑡 ∗ 𝑡𝑖𝑛𝑡𝑒𝑟𝑎𝑐𝑡𝑖𝑒

𝐸𝑠𝑝𝑒𝑐,

5𝑚𝑚𝑠

=9.375𝑘𝑊

𝑐𝑚2∗ 0.8𝑠 =

7.5𝑘𝐽

𝑐𝑚2

𝐸𝑠𝑝𝑒𝑐,

10𝑚𝑚𝑠

=9.375𝑘𝑊

𝑐𝑚2∗ 0.4𝑠 =

3.75𝑘𝐽

𝑐𝑚2

Over het algemeen werden specifieke energieën bekomen tussen 3.75 en 7.5 kJ/cm². Zoals

duidelijk op de grafiek ligt dit bij de verwachte gemiddelde waarden voor specifieke energie voor

kobaltbasislegeringen bij lasercladden.

34

Bij de notatie van de V.A.C. Machines-parameters voor het lasercladden valt ook de relatief lage

vermogensdensiteit op. Dit komt door de laseroptiek die een minimaal oppervlak van 32mm²

voorziet voor de laserspot. Dit is een vrij groot oppervlak, in vergelijking met vergelijkbare

lasercladprocessen in de literatuur met gelijkaardige laservermogens. Er konden geen testen

gedaan worden met andere optieken om de laserspot te verkleinen. Er werd daarom voor

gekozen om het laservermogen steeds op het maximum te houden (3 kW). Het is namelijk op te

merken op de grafiek dat een nog lager vermogen ervoor zou zorgen dat de vermogensdichtheid

ver onder de gangbare waarden zou dalen. Tijdens de experimentele tests werd ook ondervonden

dat met een lager vermogen cladden erg moeizaam was.

Aangezien aan de parameter ‘laserspotgrootte’ dus niets kon aangepast worden en het

laservermogen op het maximum werd gehouden, bleven volgende parameters over als de

belangrijkste parameters: poedertoevoersnelheid, voorverwarmingstemperatuur en

processnelheid.

35

5.4.3 Analyse van procescondities voor het coaxiaal lasercladden

De heren de Oliviera, Ocelik en De Hosson (2005) voerden aan de universiteit van Groningen

een onderzoek uit naar de procesparameters van coaxiaal lasercladden. Dit artikel was uitermate

interessant voor deze thesis aangezien de auteurs met gelijkaardige laser en poederkeuze werkten.

Voor hun experimentele analyse veranderden ze in het proces telkens één parameter gradueel,

terwijl ze de andere constant houden. De resultaten werden statisch beoordeeld, zodoende kon

men afleiden welke parameters op welke cladlaag-eigenschappen invloed hebben, en in welke

mate.

a) Het verschil tussen coaxiaal en zijdelings lasercladden

De auteurs gingen aan de slag met een opstelling voor coaxiaal lasercladden, hierbij wordt het

poeder uit de kop gespoten waaruit centraal ook de laserbundel komt. Bij het lasercladden waarbij

het poeder zijdelings op de laserspot wordt geblazen, wordt een apart spuitstuk voor het poeder

gebruikt. Dit laatste proces wordt ook bij V.A.C. Machines toegepast. Onderstaande afbeelding

geeft hiervan een vergelijking.

Het voordeel dat men bij coaxiaal lasercladden heeft, is dat de verdeling van het poeder uniform

gebeurt. Aangezien het poeder vanuit alle kanten de laserspot bereikt, doet de richting van het

lasercladden er niet toe. Voor het lasercladden met zijdelings geblazen poeder zijn er twee

mogelijkheden: de zogenaamde ‘up the hill’ en ‘down the hill’ methodes. De ‘up the hill’ methode

kenmerkt zich door het feit dat het poeder van dezelfde richting komt als de richting waar het

substraat uit beweegt (op de afbeelding zou het substraat dus naar rechts moeten bewegen). Op

deze manier wordt het poeder tijdelijk vast gezet in een hoek tussen gesmolten materiaal en het

platte substraat. Deze manier van zijdelings blazen heeft een hogere poederefficiëntie dan ‘down

the hill’-cladden (waarbij het substraat naar links zou bewegen op de afbeelding). Daarom wordt

de ‘up the hill’-methode toegepast binnen deze masterproef.

Figuur 12: Vergelijking coaxiaal lasercladden (links) en lasercladden met zijdelings geblazen poeder (rechts) (de Oliveira, Ocelik, & De Hosson, 2005)

36

Hoewel beide methodes vaak gebruikte manieren van cladden zijn, zijn er dus wel degelijk

verschillen. Deze verschillen uiten zich niet enkel in de opstelling van de lasercladapparatuur

maar ook in de procesparameterinvloeden. Het feit dat het poeder uit een ander spuitstuk dan de

laser komt alleen al zorgt voor een extra parameter: de hoek vanwaar uit het poeder geblazen

wordt op het substraat. Vanzelfsprekend zal deze parameter een erg grote invloed hebben op de

poederefficiëntie. Ook heeft deze andere manier van opstellen van het proces invloed op de

uiteindelijke cladlaag-eigenschappen zelf. Hiervoor kan het voorbeeld van de eigenschap

cladhoogte (h; heighth) gegeven worden. In het artikel waarover dit hoofdstuk handelt, wordt de

gecombineerde parameter F/S (‘feed rate’ gedeeld door ‘speed’) gegeven als een parameter

waarvoor een lineaire correlatie met de cladhoogte bestaat (regressiecoëfficiënt 0.96,

betrouwbaarheidsinterval 95%). Bij zijdelings geblazen poeder werd echter ondervonden dat de

cladhoogte gecorreleerd is aan √𝑃 ∗𝐹

𝑆2 . Het feit dat het vermogen per cladoppervlak (P/S) ook

een relevante correlatieparameter vormt voor de cladhoogte wordt onderschreven aan het feit

dat, bij zijdelingse geblazen poeder, het poeder zich een kortere tijd onder de laserstraal bevindt.

Ook wordt de laserstraalintensiteit voor een groter deel afgezwakt door de densiteit van de

poederwolk.

b) Experiment-keuzes

De auteurs van deze studie (de Oliveira et al.) werkten met een Nd:YAG laser met een maximaal

vermogen van 2kW, dit hetzelfde type laser als bij V.A.C. Machines maar met een kW minder aan

maximaal vermogen. In de studie hielden ze de laserspot voor het volledige experiment

vastgesteld op een uniform verdeelde cirkelvorm met een diameter van 3.2mm, dit komt overeen

met een laserspot-oppervlak van 8mm². Zoals al eerder vermeld, werd bij V.A.C. Machines

gewerkt met een spot van 32mm², voor alle onderzochte studies en experimenten werden

parameters als vermogensdichtheid omgerekend (van cirkelvormige oppervlaktes naar

rechthoekige oppervlaktes). Bij de studie die in dit hoofdstuk word omschreven, werd het

vermogen gevarieerd van 200W tot 1750W, wat een variatie in vermogensdichtheid van

25W/mm² tot 218W/mm² geeft (ter vergelijking, de maximale vermogensdichtheid bij V.A.C.

Machines ligt op net geen 94W/mm²). Als op te cladden poeder werd, net als bij deze

masterproef, een legering van Metco gebruikt: Metco 19E, een nikkel-chroomlegering (hier echter

zonder toegevoegde wolfraamcarbides en met een substantieel hoger gewichtspercentage aan

chroom). De cladsnelheid wordt aangeduid met de letter S, het poederdebiet met de letter F

(‘feed rate’). Er kan dus geconcludeerd worden dat dit onderzoek zowel qua poederkeuze,

vermogenshoeveelheid én lasersoort erg overeenstemt met hetgeen dit jaar voor de masterproef

werd toegepast.

37

c) Gecombineerde parameters: minimum cladhoek

De volgende cladlaag-eigenschappen werden onderzocht:

𝐻: ℎ𝑒𝑖𝑔ℎ𝑡, ℎ𝑜𝑜𝑔𝑡𝑒 (𝑚𝑚)

𝑊: 𝑤𝑖𝑑𝑡ℎ, 𝑏𝑟𝑒𝑒𝑑𝑡𝑒 (𝑚𝑚)

𝐴𝑐: 𝑐𝑙𝑎𝑑 𝑎𝑟𝑒𝑎, 𝑐𝑙𝑎𝑑𝑜𝑝𝑝𝑒𝑟𝑣𝑙𝑎𝑘𝑡𝑒 (𝑚𝑚2)

𝐴𝑚: 𝑚𝑜𝑙𝑡𝑒𝑛 𝑎𝑟𝑒𝑎, 𝑔𝑒𝑠𝑚𝑜𝑙𝑡𝑒𝑛 𝑜𝑝𝑝𝑒𝑟𝑣𝑙𝑎𝑘 (𝑚𝑚2)

𝐷: 𝑑𝑖𝑙𝑢𝑡𝑖𝑜𝑛 , 𝑣𝑒𝑟𝑚𝑒𝑛𝑔𝑖𝑛𝑔 (%)

𝛼: 𝑐𝑙𝑎𝑑 𝑎𝑛𝑔𝑙𝑒, 𝑐𝑙𝑎𝑑ℎ𝑜𝑒𝑘 (°)

Volgende afbeelding komt uit de paper van de Oliviera en zijn collega’s en verduidelijkt de

bedoelde eigenschappen:

Figuur 13: Cladlaag-eigenschappen: breedte (W), hoogte (H), clad-oppervlak (Ac), gesmolten oppervlak (Am), cladhoek (alfa) (de Oliveira, Ocelik, & De Hosson, 2005)

Om te beginnen is de cladhoek (𝛼) van belang. De Oliveira et al. vermelden dat de cladhoek een

minimumwaarde moet hebben om porositeit bij overlapping van cladlagen te vermijden. Voor

het behandelde poeder kwamen ze uit op een minimumhoek van 100°. Het is interessant om op

te merken dat ze hier eigenlijk hetzelfde toepassen als wat Steen al jaren voorheen vermeldde met

zijn minimum aspect ratio (AR). Dit wordt hier aangetoond, de eerste vergelijking is door de

Oliveire et al. gegeven voor het berekenen van de cladhoek:

𝛼 = 180° − 2(tan−1(2𝐻

𝑊))

𝑀𝑒𝑡 𝐴𝑅 =𝑊

𝐻 𝑤𝑜𝑟𝑑𝑡 𝑑𝑖𝑡:

𝛼 = 180° − 2(tan−1(2

𝐴𝑅))

38

Met deze laatste vergelijking is het rechtstreeks verband tussen de cladhoek en de aspect ratio

duidelijk. Volgende grafiek (op volgende pagina) geeft het verband weer volgens de laatste

vergelijking:

Figuur 14: Verband Aspect Ratio en cladhoek

In het behandelde artikel hanteert men een minimumhoek van 100° voor een porositeitsarme

cladoverlapping. In het werk van Steen wordt voor de gebruikte legering een minimum aspect

ratio van 5 aangeraden. Dit komt overeen met een cladhoek van ongeveer 136°. De hoek van

minimum 100° komt dan weer overeen met een minimum aspect ratio van ongeveer 2.4. Het is

duidelijk dat de regel van Steen voor zijn legering (minimum aspect ratio 5, ofte minimum hoek

136°) de strengste is. Voor de cladbreedte die bij V.A.C. Machines kan bekomen worden (8mm,

laserspotwijdte), geldt dus een maximumhoogte van 1.6mm volgens de methode van Steen en

een maximumhoogte van 3.3mm volgens de methode van de Oliveira. In de experimenten werd

duidelijk dat de methode van Steen haalbaardere resultaten had voor de opstelling van V.A.C.

Machines. Hoogtes boven de 2mm waren uitzonderlijk.

39

d) Gecombineerde parameters: feed rate per speed & power

Voor de analyse van de experimenten, uitgevoerd via coaxiaal lasercladden, werden twee

combinaties van parameters als fundamentele invloedsfactoren genomen. Als eerste gebruikte

men de warmte-inbreng per lengte, geleverd door vermogen per cladlengte (power per speed,

P/S). Als tweede koos men voor de poederinbreng per cladlengte (feed rate per speed, F/S). Er

werd voor gekozen de resultaten te bundelen in een tabel met als assen P (vermogen, in Watt) en

F/S (poedertoevoer per snelheid, in g/m). Het vermogen liet tussen volgende waarden variëren:

310W, 570W, 720W en 1150W, dit geeft voor een oppervlak van 8mm² een vermogensdichtheid

van respectievelijk 38, 71, 90 en 143 W/mm². Het is dus duidelijk dat de derde

vermogensdichtheid het meest relevant is voor de experimenten bij V.A.C. Machines (al mag het

verschil tussen coaxiaal en zijdelings lasercladden wederom niet vergeten worden). De speed rates

varieerden van 1.67mm/s tot 5.67mm/s en de powder feeding rates van 66.7 tot 166.7 mg/s. Er

wordt echter niet vermeld welke combinaties van speed rates en powder rates werden gebruikt

om aan de verschillende waarden voor de F/S-parameter te komen. Dit is echter van niet zo’n

groot belang. De exacte loopsnelheid zal namelijk niet direct te vergelijken zijn met die bij V.A.C.

Machines: doordat een grotere spot gebruikt wordt voor deze masterproef, kan een snellere

loopsnelheid toegepast worden om toch een even lange interactietijd te hebben met dezelfde

vermogensdichtheid op een punt op het substraat. Met andere woorden: de specifieke energie,

die als belangrijke parameter wordt genomen, wordt in onderstaande tabel niet vermeld. Deze

tabel geeft echter wel kans tot het maken van enkele interessante conclusies omtrent de invloeden

van de combinaties van voorgenoemde parameters.

Figuur 15: Secties van lasercladlagen d.m.v. coaxiaal lasercladden van een Ni-legering op C45-staal. De F/S – parameter geeft de hoeveelheid gevoed poeder per eenheidslengte (de Oliveira, Ocelik, & De Hosson, 2005)

40

De eerste conclusie die kan worden gemaakt is de grote variëteit aan mogelijkheden voor dit

proces. Er is namelijk een groot verschil tussen opgeclad oppervlak 𝐴𝑐 van de clad uiterst

linksbovenaan (0.2mm²) en die rechtsonderaan (4mm²). Het oppervlak van de cladlaagdoorsnede

wordt dus 20 maal groter voor de twee extremen van het experiment. Belangrijk is hier op te

merken dat de poedertoevoeging per cladlengte-parameter slechts 8 maal toeneemt (van 12 tot

100 g/m). Hieruit kan dus geconcludeerd worden dat het cladlaagoppervlak 𝐴𝑐 niet enkel

afhankelijk is van de poedertoevoeging per cladlengte. Met andere woorden: er is een grote

stijging in poederefficiëntie te merken naarmate het vermogen verhoogd wordt. Statistisch

onderzoek wees uit dat de poederefficiëntie afhankelijk was van de gecombineerde parameter 𝑃 ∗

√𝐹/𝑆 . Er wordt vermeld dat de behaalde efficiëntie varieert van minimaal ongeveer 15% tot

maximaal 50%. Deze vrij lage poederefficiëntie is een van de wederkerende problemen bij het

lasercladden. Bij V.A.C. Machines werd bij bepaalde instellingen een efficiëntie van ongeveer

65% behaald.

Als tweede kan uit bovenstaande tabel een dilution-probleem worden besloten. De elementen

rechtsbovenaan, met de vermelding ‘Detached’ (losgekomen cladlaag), kenmerken zich door een

grote poederinbreng per cladlengte gecombineerd met een lage warmte-inbreng. Het loskomen

van de laag is veroorzaakt door het gebrek aan een goede verbinding tussen cladlaag en substraat

(de dilution is te laag). Dit is te wijten aan het feit dat men werkt men een erg dichte poederwolk

(een grote F/S) en een laag vermogen: de laserintensiteit wordt zodanig afgezwakt door de

poederwolk dat het substraat niet of te weinig kan gesmolten worden.

Vervolgens wordt de substraat-analyse gemaakt. Een eerste bevinding is dat de smeltdiepte sterk

afhankelijk is van de vermogensparameter, wat te verwachten is. Een tweede bevinding is de

distributie van de smeltdiepte. Het is opvallend dat het centrale gedeelte van cladlaag een veel

diepere smeltdiepte in het substraat heeft dan de zijkanten, hoewel de laserstraal een homogene

intensiteitsdistributie voorziet. Dit is voornamelijk te wijten aan het ‘powder shielding effect’: het

poeder komt in aanraking met de laserstraal alvorens ze in aanraking komt met het substraat. De

plaats waarbij ze in aanraking is, is hierbij van belang: de poedertoevoer valt te vereenvoudigen

als een toevoer die van alle kanten van de laserstraal naar binnen wordt geblazen: daar waar het

poeder de laserstraal het eerst raakt (namelijk: de randen van de laserstraal), zal de intensiteit van

de laser op het substraat het laagst zijn. Met andere woorden: de randen van de laserstraal

ontmoeten het meeste poeder dat nog in de lucht hangt en geven meer energie af aan dit

‘vliegende poeder’ dan aan het substraat. Het centrum van de laserstraal kan minder afgezwakt

het substraat bereiken, waardoor men geen homogene intensiteitsdistributie meer kan verwachten

op het substraat. Hierdoor merkt men verschillen in smeltdiepte.

41

Behalve de conclusies die via deze tabel konden worden gedaan, kon men ook enkele

bevindingen doen via statistisch onderzoek. Procesparameters werden per case ingevoerd, met als

output de verschillende cladlaag-eigenschappen (zoals dilution, hoogte, poederefficiëntie,…).

Vele van de gevonden correlaties worden uitvoerig gesproken, hier volgt een overzicht:

Zoals vaak vermeld in de literatuur zijn zelfs de theoretische modellen die rechtstreeks uit

experimentele tests komen niet voldoende om een goede cladlaag te ‘berekenen’ zonder ze te

proberen op te leggen. In dit artikel verzamelde men alle tests met de verschillende

parameterkeuzes in een grafiek met als assen P (vermogen) en S/F (de inverse van poedertoevoer

per lengte). Twee belangrijke cladlaag-eigenschappen werden genomen als indicatie voor wat een

‘goede cladlaag’ zou moeten zijn: enerzijds werd de cladhoek gekozen en anderzijds de dilution.

De cladhoek werd in vorige paragraaf al uitvoerig besproken. Er werd besloten dat deze puur

gerelateerd is aan de aspect ratio. Wanneer men ervanuit gaat dat de breedte minder varieert in

vergelijking met de lengte ten gevolge van poedertoevoer per lengte-variatie, kan gesteld worden

dat de aspect ratio (en dus ook de cladhoek) rechtstreeks afhankelijk is van de cladhoogte. Dit

wordt ook bevestigd in de gevonden statische correlaties in bovenstaande tabel: de hoogte is

recht evenredig aan de gecombineerde parameter F/S, deze hoogte is omgekeerd evenredig met

de aspect ratio en dus ook met de cladhoek (zie vorig hoofdstuk), dus de cladhoek zal lineair

afhankelijk zijn van de gecombineerde parameter S/F. Om deze reden werd de parameter S/F en

niet F/S gekozen als horizontale as voor volgende tabel. De dilution, de tweede eigenschap die

gekozen werd voor het bekomen van een goede cladlaag is lineair afhankelijk van de

Tabel 3: Gecombineerde parameters en enkele cladlaag-eigenschappen waarmee een hoge graad van correlatie kan gevormd worden (de Oliveira, Ocelik, & De Hosson, 2005)

42

vierkantswortel van de vermenigvuldiging van beide assen: √𝑃 ∗𝑆

𝐹 . De functie die een constant

dilution-percentage beschrijft zal aldus op deze grafiek een hyperbolisch verloop vertonen.

Op de vorige grafiek is de eis van de minimale cladhoek, nodig voor een continue,

porositeitsarme overlapping van cladlagen, aangeduid door de verticale dikke zwarte lijn: rechts

van deze lijn op de grafiek bevinden zich de lagen cladlagen met hoeken groter dan 100°.

De hyperbolische functies D=5% en D=30% staan voor de twee percentages aan vermenging

waartussen geacht wordt aanvaardbare cladlagen te produceren. De auteurs namen deze, samen

met de cladhoek-eis, als belangrijkste cladlaag-eigenschappen en bekwam hiervoor een gebied,

aangeduid met grijs, waarvoor cladden werkzaam was. De gestreepte lijnen met exponentieel

verloop en aanduiding in mm² voor het cladoppervlak verspreiden zich van 0.25mm² voor de

kleinste en 5mm² voor de grootste oppervlaktes.

Figuur 16: Procesgebied voor coaxiaal lasercladden met als assen vermogen en snelheid per poedertoevoer: (de Oliveira, Ocelik, & De Hosson, 2005)

43

5.5 Apparatuur en materiaal

5.5.1 De laser

a) Geschiedenis & eigenschappen

Het belangrijkste onderdeel van de apparatuur bij het lasercladden is uiteraard de laser zelf. Lasers

bestaan in een grote variëteit aan soorten en vermogens, en zo is ook het lasercladproces op

zichzelf erg veelzijdig qua mogelijkheden. Enkele eigenschappen hebben verschillende lasers wel

altijd met elkaar gemeen: dit zijn de eigenschappen die van het lasercladden zo’n uniek proces

maken, dat quasi niet met andere energiebronnen na te bootsen is.

Reeds in 1917 behandelde Einstein de kwantumtheorie van de emissie, met behulp van Plank’s

wetten, een theorie die de mogelijkheden van het laserproces (het begrip laser kwam slechts veel

later) toelichtte. In 1960, ruim veertig jaar na Einstein’s eerste beschrijvingen, maakte de heer

Maiman de eerste operationele laser wereldkundig. Een halve eeuw later is de laser (een acroniem

voor Light Amplification by Stimulated Emission of Radiation) zijn kinderschoenen ontgroeid:

vermogens en efficiëntie werden groter, de kost werd kleiner, de verscheidenheid aan soorten

uitgebreid, … . Lasers vonden hun toepassing in een ellenlange lijst aan wetenschappelijke

onderzoeken, product development, geneeskunde, defensie, … . Ook in de industrie kwam er de

laatste decennia een opmars van het gebruik van de laser, lasercladden is hiervan slechts één van

de voorbeelden.

Enkele van de eigenschappen en mogelijkheden die lasers zo uniek en nuttig maken worden hier

besproken. Ten eerste zijn lasers hoog monochroom. ‘Normale’ lichtbronnen zenden licht met

een grote verscheidenheid aan verschillende golflengtes. Er is slechts een klein afgebakend gebied

aan golflengtes (ongeveer tussen de 380nm (violet) en 780nm (rood)) dat men kan waarnemn, een

conventionele lichtbron brengt een vrij breed spectrum binnen én buiten deze grenzen naar

buiten: de verschillende golflengtes worden tegelijk waargenomen (een wit-geel licht is vaak het

resultaat). Lasers stralen slechts in een extreem klein gebied van golflengtes, men spreekt van

hoogmonochroom licht, of licht dat quasi 1 golflengte uitstraalt. Dit is ook de reden waarom

laserlicht vaak niet zichtbaar is, dit is het geval wanneer deze golflengte zich buiten het zichtbaar

spectrum bevindt. Aangezien absorptiecoëfficiënten van materialen (zoals metalen substraten bij

lasercladden) afhankelijk zijn van de golflengte van de invallende energiestraal, vergemakkelijkt

deze eigenschap het berekenen van de vermogensoverbrenging.

44

Ten tweede kan een laserstraal erg gericht uitgestraald worden. Normale lichtbronnen zenden

hun licht in bijna elke richting uit, bij lasers kan de straal erg nauw gehouden worden. Echter, het

creëren van perfect parallelle lichtstralen zijn zelfs met lasers niet mogelijk, veelal worden

optische hulmiddelen aangewend om de richting van de laserstraal aan te passen. Dankzij deze

optische hulpmiddelen kan het laservermogen sterk gebundeld worden in een kleine focus. Door

een combinatie te maken van zowel extreem korte pulsen, hoog vermogen en kleine

laserspotgroottes is het mogelijk om vermogensintensiteiten te creëren boven 1017𝑊/𝑐𝑚² . Het

spreekt voor zich dat deze vermogensintensiteiten voornamelijk gebruikt zullen worden voor

wetenschappelijke doeleinden. Bij industriële toepassingen van lasers zal voor betere efficiëntie de

vermogensdichtheid lager liggen. Ter vergelijking: er werd geclad bij V.A.C. Machines met een

continue intensiteit van ongeveer 104𝑊/𝑐𝑚². Autogeen lassen, wat gebruikt werd als procedé

voor het voorverwarmen van de stukken heeft een vermogensdichtheid van maximum ongeveer

103𝑊/𝑐𝑚².

Ten derde kan ook de hoge mate van coherentie aangehaald worden: niet bestaat de straal uit

bijna slechts één golflengte, de energiestralen zijn ook in fase, wat een continu laserstraal teweeg

brengt.

b) Vereenvoudigde werking

Vereenvoudigd kan gesteld worden dat een laser als volgt te werk gaat: eerst wordt een stof

geëxciteerd, er zijn verschillende manieren om dit te doen. Bij V.A.C. Machines gebeurde dit met

flash-lampen. Wanneer het elektron zich in aangeslagen toestand bevindt, wil dit zeggen dat haar

atoom een grotere hoeveelheid energie bezit, dit gebeurt door absorptie van energie (fotonen).

Deze excitatie is te zien uiterst links op onderstaande afbeelding (de lijnen komen overeen met

orbitaal-energieniveaus), afkomstig uit een handleiding van HAAS Lasers. Het atoom blijft

echter niet eeuwig in deze toestand.

Er zijn twee mogelijkheden om terug te keren naar haar oorspronkelijke grondtoestand, beiden

gaan gepaard met emissie van een foton. De eerste is spontane emissie: hierbij keert het elektron

naar de energie-armere toestand terug zonder externe invloeden. Het proces vindt aldus spontaan

plaats. Wanneer dit op grote schaal gebeurt bij een vaste stof merkt men dat een

hoogmonochromatisch licht wordt uitgezonden (zoals bij laserlicht, quasi één golflengte). Het

verschil ligt hem echter in het feit dat de uitgezonden fotonen niet in fase zijn: door de

spontaniteit van het proces en het gebrek aan externe invloedfactoren is de fase van elke foton

willekeurig. Dit proces kan men herkennen in onder meer fosforescentie.

Een tweede mogelijkheid is de gestimuleerde emissie. Net zoals bij spontane emissie wordt eerst

een geëxciteerd elektron terug naar een lagere energietoestand gebracht, met emissie van een

foton. Echter, nu wordt dat foton gebruikt om een kettingreactie op gang te brengen. Door inval

van het foton op nog een geëxciteerd elektron, wordt ook deze naar lager gelegen

45

energietoestand gebracht en ook nu wordt een foton uitgestraald. Op dit moment zijn er al twee

fotonen aanwezig, die door de causaliteit van het ontstaan van de tweede door de eerste ook

dezelfde fase hebben. De bedoeling zal dus zijn om het uitgestraalde licht (fotonen) zoveel

mogelijk doorheen de geëxciteerde stof te laten stralen, om zodoende zoveel mogelijk

gestimuleerde emissie teweeg te brengen. Men realiseert dit door het uitgestraald licht te laten

weerkaatsen tussen spiegels, zodat het licht steeds opnieuw weerkaatst wordt doorheen de stof.

Door één van deze spiegels semi-transparant te maken kan een smalle lichtbundel (laser)

vrijkomen.

c) Verschillende types en kenmerken

In dit hoofdstuk worden de verschillende soorten lasers besproken die vaak in de metaalindustrie

worden gebruikt. Hierbij wordt allereerst onderscheid gemaakt tussen de verschillende bronnen

van actieve media waarin de gestimuleerde emissie plaatsvindt, hierbij heeft men de gas-lasers, de

vaste-stof (solid-state) lasers en de diodelasers. Een voorbeeld van de gaslaser is de CO2-laser,

deze kan een vrij hoog vermogen opwekken en is heeft een hogere elektriciteits-efficiëntie dan

zijn alternatieven. De koolstofdioxide-laser heeft echter een groot nadeel door zijn golflengte van

10.6µm: de reflectiviteit op sommige metalen, zoals aluminium is erg hoog, de straal wordt dus

meer teruggekaatst dan geabsorbeerd.

Een voorbeeld van de vaste-stoflaser is de Nd:YAG-laser, waarbij een ytterium-aluminium-

granaat gedopeerd is met neodymium. Hierop zijn verschillende variaties van zowel het

dopeermiddel als het granaat. De Nd:YAG-laser is ook het lasertype dat bij V.A.C. Machines

wordt gebruikt. Als laatste belangrijke type blijft de diodelaser over. Vaak werd voor het

lasercladden de diodelaser gebruikt als pompmiddel voor de vastestof-laser. Dit komt vooral door

het feit dat de diodelasers een decennium geleden nog een vrij laag vermogen hadden. Dit

vermogen was te laag om rechtstreeks te mee te cladden, maar wel hoog genoeg om het

laserproces in een vastestof-medium te bezigen. Het alternatief van energiepompen voor de

vaste-stoflasers is het pompen met lampen (toegepast bij V.A.C. Machines). De laatste jaren

wordt door de stijgende vermogens van diodelasers en de voordelen dat dit type biedt, steeds

meer gebruik gemaakt van dit type om rechtstreeks mee te cladden.

Figuur 17: Excitatie (links); spontane emissie (centraal); gestimuleerde emissie (rechts) (Trumpf, 2007)

46

Een eerste belangrijk kenmerk van het lasertype is de reflectiviteit op het substraat. Wanneer een

laserstraal een substraat bereikt zal, afhankelijk van haar golflengte, een kleinere of grotere

proportie geabsorbeerd worden. De rest wordt gereflecteerd, de mate waarin de energie

gereflecteerd, en dus verspild, wordt, wordt weergegeven op volgende grafiek. Hierbij zijn

verschillende substraten te zien en hun reflectiecoëfficiënt voor verschillende golflengtes. De

golflengtes van de drie besproken lasercladlasers zijn hierop aangeduid:

Figuur 18: Reflectiecoëfficiënt staal voor verschillende substraten en golflengtes (Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004)

47

Het is hier duidelijk dat de CO2 – laser een erg hoge reflectiviteit vertoont voor staal. Hoewel

deze laser een vrij krachtige is, wordt deze dus minder efficiënt gebruikt voor het lasercladden.

Wanneer niet op staal maar op aluminium te cladden valt is dit lasertype al helemaal af te raden:

slechts een minimale fractie van het vermogen (maximum enkele procenten) wordt nog

geabsorbeerd. De Nd:YAG-laser, met een golflengte van 1.064µm, absorbeert ongeveer 40% van

de energie. Op de bovenste grafiek is staal niet meer aangeduid, de reflectiecoëfficiënt daalt

verder voor lagere golflengtes. Er mag dus aangenomen worden dat de diodelasers een hogere

absorptiepercentage voor de afgeleverde energie behalen dan de Nd:YAG-laser op staal.

Een tweede belangrijk kenmerk van de laserstraal is de kwaliteit van de stralingsrichting, deze

dient zo parallel mogelijk te zijn. De variabele die hiervoor wetenschappelijk wordt gebruikt is de

beam parameter product, uitgedrukt in mm*mrad. Men berekent deze parameter op de mate

waarin de straal de neiging heeft zich te verspreiden. Hiervoor wordt de kleinste diameter (𝑑) die

de straal heeft vermenigvuldigd met de hoek waarin het zich uitspreidt (𝜃):

𝐵𝑒𝑎𝑚 𝑃𝑎𝑟𝑎𝑚𝑒𝑡𝑒𝑟 𝑃𝑟𝑜𝑑𝑢𝑐𝑡 = 𝐵𝑃𝑃 =1

4∗ 𝑑0 ∗ 𝜃

Figuur 19: BPP-berekening met kleinste diameter en hoek (theta) (Trumpf, 2007)

48

Hoe kleiner de waarde voor BPP, hoe kleiner de divergentie van de straal en hoe hoger de

kwaliteit. Deze parameter is vooral een probleem voor de diodelasers, die een vrij hoge mate van

divergentie hebben. Dit is het grootste nadeel voor de diodelasers, die zich daardoor minder

geschikt maken voor een hoge vermogensdensiteit: de optische onderdelen zouden zich zo dicht

bij het substraat moeten bevinden dat beschadiging moeilijk te vermijden is. Het grootste nadeel

van de koolstofdioxidelasers werd reeds besproken: door hun grote golflengte wordt het

overgrote deel van de stralingsenergie gereflecteerd op een staalsubstraat (en op een

aluminiumsubstraat wordt het al helemaal problematisch). De Nd:YAG-laser heeft een iets lager

continu vermogen, maar hoge pulsvermogen zijn mogelijk. De oorzaak hiervoor is te vinden in

de moeilijke taak van het koelen van de vaste stof-mediums. Een ander nadeel van

hoogvermogen Nd:YAG-laser is de vrij grote spot die minimaal kan bereikt worden: deze kan

niet kleiner dan een halve millimeter in diameter. Voor het lasercladproces is dit echter geen

probleem indien met voldoende hoge vermogens wordt gewerkt: de absorptie ligt veel hoger dan

bij de CO2 – lasers. Het feit dat bij CO2-lasers ook niet met fiber-optische kabels kan

gemanoeuvreerd worden is ook een erg belangrijk nadeel. Daarom krijgen Nd:YAG-lasers in veel

toepassingen de voorkeur. Een overzicht:

LASER GOLFLENGTE

(µm)

VERMOGEN

(kW)

BEAM PARAMETER

PRODUCT

(mm*mrad)

Fiber

optics?

CO2 10,640 45 12 NEE

Nd:YAG

(lamp

gepompt)

1,064 4 25-45 JA

Nd:YAG

(Diode

gepompt)

1,064 5 12 JA

Diode 0.650-0.940 6 100-1000 JA

Tabel 4: Vergelijking verschillende lasersoorten

49

5.5.2 Poedertoevoersystemen

Het toevoegen van het materiaal in poedervorm heeft verschillende voordelen tegenover het

minder gebruikte draadtoevoegingsprincipe. Zo is het proces een stuk robuuster: er is geen direct

contact tussen het toevoegmateriaal en de smeltpoel, zo wordt de warmte niet overgedragen. Ook

kan de laserstraal tussen het poeder heen nog op substraat schijnen, wat bij draadtoevoeging niet

het geval is.

Over het verschil tussen coaxiaal en zijdelings lasercladden is al een hoofdstuk gewijd in deze

thesis, de verschillen dus de spuitstukken worden dus niet opnieuw besproken. Wel zijn er

verschillende manieren om het poeder naar de spuitstukken te brengen in een zo continu

mogelijke manier, waarbij het debiet instelbaar én constant is. Het probleem bij het toevoegen

van geblazen poeder, is dat deze poeders verschillende korrelgroottes, densiteiten, korrelvormen

en soortelijke gewichten hebben. Verschillende systemen worden aangewend om deze poeders

aan te leveren aan de coaxiale of non-axiale nozzle. Hierop volgend worden de belangrijkste

besproken, er zijn hier echter wel veel variaties op mogelijk.

Een eerste systeem voor de toevoer van

poeder maakt gebruik van een, vaak

pneumatisch aangedreven, voedingsschroef.

Zoals te zien op de afbeelding aan de

rechterkant wordt het poeder uiteindelijk

door een draaggas onder druk meegenomen

naar de nozzle. De hoeveelheid poeder

wordt geregeld door het instellen van de

snelheid van de schroef en haar dimensies.

Door het variëren van de druk kan de

snelheid waarmee de partikels het substraat

bereiken worden aangepast.

Figuur 20: Poedertoevoer met voedingsschroef (Schneider, 1998)

50

Een tweede manier wordt afgebeeld aan de

linkerkant. Dit principe maakt gebruik van de

zwaartekracht om het poeder te doseren. Het

poeder valt uit z’n container, door een gat, naar

beneden op de poederring. Deze ring draait aan

een instelbare snelheid rond, tot ze een tweede gat

bereikt, waar een zuigkracht het poeder meetrekt

naar het substraat. Via het instellen van het

gasdebiet en de omloopsnelheid van de poederring

kan het poederdebiet en de snelheid van de

partikels geregeld worden. Dit is eveneens het

systeem dat bij V.A.C. Machines gebruikt wordt.

Beide voorgenoemde systemen maken vaak gebruik van gas onder druk in de container. Wanneer

de hoeveelheid poeder in de container kleiner wordt, zal ook de druk op de onderste partikels, die

uit de container vallen, dalen. De neerwaartse kracht wordt verkleind, en aldus ook het debiet.

Om het debiet minder afhankelijk te maken van de hoeveelheid poeder in de container, voorziet

men van een constante druk in de container, zoals ook te zien is op de afbeelding met het

poedertoevoersysteem met de voedingsschroef.

Een derde optie is er één die

gebruik maakt van fluïdisatie:

hierbij gedragen vaste partikels (in

dit geval het poeder) zich als

onderdeel van een gasstroom. Dit

kan bekomen worden door het gas

van onderen uit tegen de partikels

aan te blazen. Het poeder zal dan

gaan zweven, ze worden als het

ware opgelost in de gasstroom. Het

voordeel van dit systeem is dat men

een regelbaar toeleverproces

bekomt dat een constant debiet levert. Dit in tegenstelling tot enkele alternatieve methodes, waar

pieken en dalen in het debiet onvermijdbaar zijn. Concreet wordt gebruik gemaakt van een

container met poeder en instelbare druk, die via een filter wordt verbonden met de werkelijke

poedertoevoerbuis met het draaggas. De afbeelding aan de rechterkant toont dit principe. Aan de

hand van het variëren van de druk wordt het constant debiet geregeld. De druk van het draaggas

zal ook invloed hebben op de snelheid van de poederpartikels.

Figuur 21: Poedertoevoer met zwaartekracht (Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004)

Figuur 22: Fluïdisatiemethode (Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004)

51

De vierde en laatste mogelijkheid die hier

wordt besproken is die van het vibrerende

toevoersysteem. Zoals te zien op de

afbeelding aan de linkerkant valt het poeder

van boven uit op het systeem. Het poeder

kan echter niet rechtstreeks doorvallen op de

toevoerbuis, het komt eerst terecht op een

obstakel en daarna op hellende vlakken. Het

volledige systeem wordt horizontaal geschud,

volgens instelbare frequentie. Sneller

schudden geeft een hoger debiet. Er wordt

melding gemaakt van debieten van enkele

grammen tot enkele kilo’s per minuut, en dit

met een precies van ongeveer 1%. Om de precisie nog te verhogen, kan de helling van de

onderste twee platen vaak worden gevarieerd.

Figuur 23: Vibratiemethode (Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004)

52

5.5.3 Opstelling V.A.C. Machines

In dit hoofdstuk worden de verschillende componenten en apparaten die gebruikt worden in de

opstelling bij V.A.C. Machines elk voor zich besproken. Zoals reeds vermeld, wordt gebruik

gemaakt van een opstelling waarbij het poeder zijdelings op de laserspot geblazen wordt. Het

verlopen van het substraat ten opzichte van de stationaire laserspot wordt verzorgd door een

draaibank waaraan een frequentie-regelaar is aangesloten voor de traploze regeling van de

draaisnelheid. Het poeder wordt aangevoerd door een gravitatiegebaseerd systeem, zoals

uitgelegd in vorig hoofdstuk. Ook de laser en andere systemen die gebruikt worden om het

proces zo goed mogelijk te doen draaien, worden hier besproken. Onderstaande afbeelding geeft

een overzicht van enkele onderdelen.

Figuur 24: Enkele onderdelen van de lasercladopstelling bij V.A.C. Machines

A: frequentieregelaar; B: draaibank; C: ingeklemd substraat; D: laterale poedernozzle; E: beschermgastoevoer; F: afzuiging; G: bescherming tegen laserstraal; H: optische onderdelen; I: opvang verloren poeder.

53

a) Draaibank en frequentieregelaar

De stukken die bewerkt worden met de laser, worden ingeklemd in een draaibank. Dit systeem

wordt toegepast bij laserclad-operaties waarbij de substraatstukken rond zijn, met vaste diameter.

Ook de laterale nozzle is voornamelijk voorzien voor processen op ronde substraten wegens de

beperktheid in looprichting (met een coaxiale nozzle is het gelijk in welke richting er gelopen

wordt, met een laterale is het aan te raden zich te beperken tot één richting). De draaibank is van

Hongaarse makelij en er werd gekozen voor een instelling waarbij de frequentieregelaar vlot de

draaisnelheid kan instellen, en dit voor het gebied van relevante snelheden. Er werd voornamelijk

geclad met stukken de 40 en 70mm diameter en met loopsnelheden van 5 tot 10 mm/s op het

oppervlak. Er werden verschillende metingen uitgevoerd waarbij de frequentie-regelaar met

verschillende waarden werd ingesteld. Vervolgens werden voor elke waarde de omlooptijden

bepaald met een chronometer, deze omlooptijden werden omgerekend naar het toerental per

minuut.

Figuur 25: Toerental (n/min) in functie van frequentieregelaar-instelling (Hz)

y = 41tan0aar0x - 44tan0aar0

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

4

4,5

0 100 200 300 400 500 600

Toerental draaibank ifv frequentieregelaar

54

Volgend rekenvoorbeeld geeft aan hoe de frequentieregelaar-instelling werd bepaald voor een

bepaalde diameter en gewenste oppervlakloopsnelheid. Dit voorbeeld gaat uit van een

substraatdiameter van 50mm en een gewenste loopsnelheid van 5mm/s:

𝑂𝑚𝑡𝑟𝑒𝑘 𝑠𝑢𝑏𝑠𝑡𝑟𝑎𝑎𝑡 = 𝑑 ∗ 𝜋 = 50𝑚𝑚 ∗ 𝜋 ≈ 157𝑚𝑚

𝐺𝑒𝑤𝑒𝑛𝑠𝑡𝑒 𝑠𝑛𝑒𝑙ℎ𝑒𝑖𝑑 = 𝑣𝑔𝑒𝑤𝑒𝑛𝑠𝑡 =5𝑚𝑚

𝑠

𝐺𝑒𝑤𝑒𝑛𝑠𝑡𝑒 𝑜𝑚𝑙𝑜𝑜𝑝𝑡𝑖𝑗𝑑 = 𝑡𝑜𝑚𝑙𝑜𝑜𝑝 =𝑜𝑚𝑡𝑟𝑒𝑘

𝑣𝑔𝑒𝑤𝑒𝑛𝑠𝑡=

157𝑚𝑚5𝑚𝑚

𝑠≈ 31𝑠

𝑇𝑜𝑒𝑟𝑒𝑛𝑡𝑎𝑙 = 𝑛 =1𝑚𝑖𝑛

𝑡𝑜𝑚𝑙𝑜𝑜𝑝≈ 2𝑚𝑖𝑛−1

Het gewenste toerental wordt met de vergelijking in figuur ‘Toerental in functie van

frequentieregelaar-instelling’ omgezet naar de frequentieregelaar-instelling. In dit geval wordt de

frequentieregelaar ingesteld op 255. Indien de gewenste loopsnelheid voor het substraat met

diameter 50mm 10mm/s zou bedragen, kan, volgens dezelfde methode, worden bekomen dat

men de frequentieregelaar op 480 moet instellen.

b) Poedertoevoersysteem

De op te lassen legeringen werden aangeleverd in

poedervorm, met het toeleversysteem dat in vorig

hoofdstuk werd beschreven als het

zwaartekrachtsysteem. Hierbij vallen de partikels

vanuit hun container door een gat op een

ronddraaiende ring. Deze ring draait aan variabele

snelheid tot een volgend gat, alwaar het poeder

wordt meegezogen in de draaggasstroom. Het

gerbuikte apparaat is er een van Trumpf en is te

zien op de afbeelding aan de rechterkant. De

doorzichtige koker aan de linkerkant is de

poedercontainer, via de zwarte afsluiting bovenop

de container kan deze gevuld worden met het

gewenste poeder.

Rechts is de zwarte slang te zien die voorziet in de

aanzuiging van het poeder door middel van het

Venturi-principe. Het gas, het draaggas, dat hiervoor gebruikt wordt is Helium. Het beschermgas,

dat geen poeder vervoert maar wel het smeltbad beschermt, is Argon. Ook dit gas is aangesloten

dit apparaat, het debiet ervan is dus ook regelbaar.

Figuur 26: Poedertoevoersysteem V.A.C. Machines

55

Alle instellingen zijn regelbaar met een touch

screen interface. Deze is te zien op de

afbeelding aan de linkerkant. Er valt op te

merken dat hier enkel disk 1 vermeld is. Er is

de keuze om een tweede container aan te

sluiten op het toevoerapparaat. Dit werd

echter niet toegepast. Bij de ‘rpm’ instelling

(geselecteerd in de afbeelding) kan het

toerental per minuut van de poederring

ingesteld worden. Rechts staat dan de actuele

waarde, bij het in werking treden van het

toestel. Onder de ‘rpm’-instelling vindt men

de slpm-instelling. Slpm staat voor ‘standard

liter per minute’, het volumetrisch debiet van het draaggas in liter per minuut, onder

atmosferische druk en kamertemperatuur. Ook hier kan in operationele toestand de actuele slpm-

waarde afgelezen worden. Onderaan vind men nog de nozzle-gas instelling: hier wordt het debiet

van het beschermgas (Argon) eveneens in slpm geregeld. Een moeilijkheid dat de

poedertoevoersystemen met zich meebrengen, is dat niet rechtstreeks het poederdebiet in g/min

of g/s kan ingesteld worden. Dit moet indirect ingesteld worden via de andere instelling. Dit

probleem werd verholpen om, voor elke legering afzonderlijk, voor verschillende

parameterwaardes het debiet te bepalen met behulp van een keukenweegschaal en een

chronometer. Deze debieten gaven na statistische analyse een redelijk lineair verband in functie

van de ingevoerde parameters.

c) Nozzle

De nozzle is het spuitstuk waaruit het poeder geblazen

wordt. Er werd al vermeld dat de nozzle hier lateraal is

gemonteerd. Het alternatief hiervoor is een coaxiale nozzle

(zie 4.4.3.a ). De laterale nozzle is ideaal voor ronde

substraten die gemonteerd worden op een draaibank. Dit

component heeft drie aansluitingen: de poedertoevoer en

een in- en uitgang voor het koelwater. De uitvoeropening is

een smalle spleet, die liefst ongeveer even breed is als de

laserspot.

In één van de experimenten die dit jaar werd uitgevoerd,

stolde opspringend, gesmolten toevoegmateriaal in de

nozzle-opening. Dit zorgde voor problemen: een deel van

de nozzle was geblokkeerd en een ongelijkmatige poederuitstroom was het gevolg. Slechte

Figuur 27: Touch screen interface poedertoevoersysteem V.A.C. Machines

Figuur 28: Nozzle V.A.C. Machines

56

cladresultaten werden behaald met deze kapotte nozzle. Na herstelling bleek dat de

poederuitstroom nog steeds niet perfect gelijkmatig liep, maar dit was niet problematisch.

d) Laser

Bij V.A.C. Machines wordt een Nd:YAG-laser gebruikt in de laserclad-opstelling. Het aanwezige

toestel is een HAAS-Laser HL3006D. Deze voorziet het proces van een maximaal vermogen van

3kW. Het proces wordt gekoeld met een externe unit, die koelwater aanlevert. De handleiding

vermeld een laserstraalkwaliteit van 30mm*mrad. Onderstaand schema komt uit de

gebruikershandleiding die Trumpf levert bij het assortiment solid-state lasers. Dit is eveneens het

systeem dat toegepast wordt bij V.A.C. Machines voor het lasercladden. Men dient er enkel nog

de draaibank met frequentieregeling en het poedertoevoersysteem bij te denken.

Figuur 29: Lasersysteemschema V.A.C. Machines (Trumpf, 2007)

57

De afbeelding aan de rechterkant komt

eveneens uit de net vermelde handleiding.

Het toont de opbouw van de vastsestof-

laser (solid state-laser). Hierbij bevinden

zich staven van kristallen. De 3006D-laser

van HAAS gebruikt Nd:YAG kristallen,

verantwoordelijk voor een laserstraal met

golflengte 1064nm. Deze kristallen zijn de

vaste stof die door middel van de

flitslampen geëxciteerd worden, zoals te

zien in de procesbeschrijving in hoofdstuk

5.5.1b. Deze kristallen zijn aangeduid met

cijfer 6 op de afbeelding aan de rechterkant.

De flitslampen kregen nummer 2.

Figuur 30: HL3006D Laser werking

58

HAAS vermeldt in de handleiding dat de vaste stof-kristallen en de lampen samen zijn

ingebouwd in een holte met erg reflectieve wanden (spiegels). Dit wordt de caviteit genoemd, en

is aangeduid op de afbeelding met nummer 1. Deze caviteit heeft de vorm van een dubbele ellips,

aangeduid op de afbeelding links. Deze vorm heeft drie focuspunten: in de focuspunten links en

rechts bevinden zich de lampen die licht in elke richting

uitstralen. Door de reflectieve wanden wordt dit licht

steeds opnieuw weerkaatst op het middelste focuspunt.

Hier bevindt zich het vaste stof-kristal. Nummer 3 en 4

op de eerste afbeelding zijn de twee eindspiegels. De

eerste is semitransparant en laat dus de bruikbare

laserstraal door. De benodigde koeling wordt voorzien

door een extern koelapparaat, de koelbuizen zijn aangeduid met nummer 5.

De volledige laseropstelling wordt gestuurd door een redelijk eenvoudig te bedienen programma:

WinLAS. Bij dit programma waren vooral enkele veiligheidsfuncties, standby-knoppen,

vermogensinstellingen nuttig.

Figuur 31: Dubbele ellips. Blauw: lampen, groen: kristal

Figuur 32: Cladlaser bij V.A.C. Machines: een HAAS-Laser HL3006D (3kW, Nd:YAG, lamp-gepompt).

59

5.6 Voordelen en nadelen van het lasercladden ten opzichte van alternatieve methodes

Het lasercladden heeft enkele specifieke eigenschappen dat het uniek maakt ten opzichte van

andere technieken. De verschillende processen die gelijkaardig aan het cladden zijn en eveneens

gebruik maken van een laser werden reeds besproken. In dit hoofdstuk wordt de vergelijking

gemaakt met enkele alternatieven voor het lasercladden die geen gebruik maken van een laser.

Constante factor is dat het gaat over technieken die een coating toevoegen aan een substraat door

middel van verhitting en legeringtoevoer. Enkele belangrijke concurrenten worden besproken,

met elk hun voor- en nadelen ten opzichte van het lasercladden, een handleiding van de

vereniging FME-CWM diende hier als leidraad (Buter & Verheiden, 1998)

5.6.1. Plasmalassen

Plasma Transferred Arc Welding is de

Engelse term die aan plasmalassen wordt

gegeven in de literatuur. Plasmalassen is

erg verlijkbaar met Tungsten Inert Gas

lassen. Het verschil bestaat erin dat de

wolfraam elektrode zich in de

toortskamer bevindt, waardoor het

procesgas gescheiden is van het

beschermgas, het plasmagas verhit

poeder en substraat, waardoor een

proces gelijkaardig aan het lasercladden

bekomen wordt. Het procesgas wordt

verhit tot een temperatuur van 28000°C,

waardoor het ioniseert: er is

plasmavorming.

Dit proces zorgt voor een coating van enkele millimeters dik, het vermogen is uiteraard niet even

gemakkelijk regelbaar als bij een laser, waar met behulp van bijpassende software, het vermogen

tot op enkele watts kan geregeld worden. Door de grote temperatuur van het procesgas is er een

hoge warmte-inbreng, deze kan echter vrij lokaal gehouden worden. De dilution kan vrij laag

gehouden worden: waarden van 5% tot 20% zijn veel voorkomend. Bij het PTA welding worden

gelijkaardige poeders gebruikt als bij het lasercladden. Dit proces is, onder de genoemde

processen in dit hoofdstuk, ook het meest gelijkend op het lasercladden. Het nadeel dat plasma

oplassen ondervindt ten opzichte van lasercladden is de grotere mate van ‘distortion’, de

vervorming van het materiaal.

Figuur 33: Werking Plasma Transferred Arc welding (Deloro Stellite, 2014)

60

Voordelen PTA Nadelen PTA

- Lagere investeringskost

- Hogere neersmeltsnelheid

- Lagere kost per coating

- Meestal is de kwaliteit van PTA

voldoende

- Lagere cladlaagkwaliteit

- Veel meer verstoring van het materiaal

- Minder complexe processen mogelijk

- Veel minder regelbaar

Tabel 5: Vergelijking PTA en lasercladden

61

5.6.2 Vlamspuiten

Het vlamspuiten is het proces

waarbij een gewenst

coatingmateriaal, vaak in

poedervorm, soms in draad- of

balkvorm, wordt gesmolten met

behulp van een hete vlam en op

het substraat wordt gelegd. Het

coating-materiaal wordt verhit

door een vlam die een mengeling

is van zuurstof en een brandstof

(vaak acetyleen). De expansie van

deze gassen zorgt voor een vrij hoge snelheid waarmee de partikels het substraat raken (50-

250m/s). De opgelegde laag kan tot enkele millimeters dik zijn.

Het grote nadeel dat vlamspuiten ondervindt is het gebrek aan vermenging met het substraat,

wat zorgt voor een zwakke aanhechting. De techniek wordt voor corrosiebescherming vooral

gebruikt bij maritieme toepassingen en bruggenbouw. Ook de slijtageweerstand kan verhoogd

worden door middel van vlamspuiten, dit wordt toegepast bij, onder andere, assen en

lagercomponenten (Buter & Verheiden, 1998).

Voordelen vlamspuiten Nadelen vlamspuiten

- Veel lagere investeringskosten

- Keramische coatings

- Voor veel toepassingen is kwaliteit

van vlamspuitcoating voldoende

- Geschikt voor grote oppervlaktes

- Slechtere kwaliteit van coating

- Slechtere aanhechting

- Complexere stukken moeilijk te

behandelen

- Minder precies

- Moeilijker regelbaar

- Lage efficiëntie

- Geluidsoverlast

- Oppervlaktevoorbehandeling vereist

Tabel 6: Vergelijking vlamspuiten en lasercladden

Figuur 34: Vlamspuiten (Deloro Stellite, 2014)

62

5.6.3 HVOF

High-velocity-oxygen fuel spraying (zuurstofbrandstof met hoge snelheid) is een proces waarbij

zuurstof en een brandstof in een mengkamer gemengd worden, door de expansion nozzle en de

ontsteking buiten het pistool bereikt het gas door schokgolven erg grote snelheden (tot

1000m/s). Het is vooral deze kinetische energie die zorgt voor de aanhechting aan het substraat

(echter: dilution=0%), de hoge warmte-inbreng door de vlam zorgt voor verhitting tot 2700°C.

Vooral wolfraamcarbiden en chroomcarbiden zijn vaak gebruikte materialen voor opspuiting,

vaak voor slijtageweerstandsverhoging. Een sterke adhesie en lage porositeit zijn de belangrijkste

voordelen van het HVOF-proces in vergelijking met de vorige vermelde technieken.

Figuur 35: HVOF-proces (Metalo, 2014)

Voordelen HVOF Nadelen HVOF

- Lagere investeringskosten

- Grotere neersmeltsnelheid

- Kwaliteit van oppervlaktes, meestal

geen nabewerking (draaien, slijpen)

vereist

- Geschikt voor grote oppervlaktes

- Kwaliteit HVOF vaak voldoende

- Hogere kwaliteit opgelegde laag

- Minder geluidsoverlast

- Lagere poederefficiëntie

- Oppervlaktevoorbehandeling vereist

- Kleinere dikte

- Geen metallische verbinding

tussen coating en substraat

- Hogere thermische spanningen

- Minder precies, moeilijker af te stellen

Tabel 7: Vergelijking HVOF en lasercladden

63

5.6.4 Overzicht en voordelen lasercladden

Naast voorgenoemde, courante, technieken, zijn er nog wat alternatieve thermische

spuittechnieken die nog niet werden vermeld. Deze, samen met degene die wel al vermeld zijn,

staan in volgende tabel die een beknopt overzicht heeft.

Techniek Investeringskos

t

Dikte

coating

Adhesi

e

Kwalitei

t

coating

Typische

toepassingen

Vlamspuiten Laag 50µm-

enkele

millimeter

s

Heel

zwak

Laag Slijtage en

corrosiebeschermin

g

HVOF Hoog 10-300µm Goed Hoog Slijtage & corrosie,

functionele coatings

TIG/MIG/MA

G

Laag 0.1-8mm Heel

goed

Laag Slijtagebescherming

, herstelling

PTA Hoog 0.1-6mm Heel

goed

Hoog Slijtagebescherming

, herstelling,

functionele coatings

Chemische of

fysische

dampafzetting

(CVD/PVD)

Erg hoog Tot 10µm Heel

goed

Heel

hoog

Slijtagebescherming

, warmte-isolatie,

functionele coatings

voor optische

hulmpiddelen

Lasercladden Hoog 0.1-2mm Heel

goed

Heel

hoog

Slijtage en

corrosiebeschermin

g

Tabel 8: Overzicht en vergelijking thermische opspuitprocessen

64

Het is ondertussen duidelijk dat lasercladden zijn voordelen vooral moet zoeken in zijn

superieure kwaliteit van produceerbare coatings. Het is een vrij traag proces in vergelijking met

andere thermische opspuitprocessen, de neersmeltsnelheid (evenredig met het laservermogen) is

vrij laag. Samengevat zijn volgende punten de belangrijkste pluspunten van het LMD:

-Uitmuntende kwaliteit van coatings: er is een metallurgische verbinding tussen coating en

substraat, er is een duidelijke grens tussen gecoat substraat en ongecoat substraat

-Proces is erg goed regelbaar, een grote hoeveelheid aan parameters die precies instelbaar zijn.

-Grote variatie aan mogelijkheden (hoge tot lage vermogens)

-Maakt 3D-printen van metaallegeringen mogelijk

-Een vrij dikke laag is mogelijk (tot 2 mm)

-Vrij hoge poederefficiëntie (maximale efficiëntie bij V.A.C. Machines: circa 65%)

-Vrij proper en stil proces

-Ecologisch proces (geen verbranding van brandstoffen), wel hoog elektriciteitsverbruik door

rendement lasers

-Lage warmte-inbreng, met gevolg een kleine HAZ (Heat Affected Zone)

65

6 Lasercladpoeders: enkele mogelijke legeringen

6.1 Legeringen voor lasercladden

Het allerbelangrijkste gegeven bij lasercladden is zonder twijfel de keuze in opgelast materiaal. Er

is een enorm wijde keuze aan legeringen die in poedervorm kunnen geleverd worden. Vaak

worden die zowel als poeder voor lasercladden als voor PTA lassen verkocht. Dit hoofdstuk gaat

wat dieper in op de voornaamste groepen van legeringen die kunnen gebruikt worden en welke

effectief gebruikt werden bij de experimenten bij V.A.C. Machines. Het spreekt voor zich dat

men, wanneer men een coating aanbrengt, ervoor zorgt dat deze coating superieure

eigenschappen heeft op bepaalde fysische of chemische vlakken, die het bulkmateriaal niet bezit.

Vaak zijn corrosiebestendigheid en slijtageweerstand deze factoren. Bij deze laatste gaat men

ervan uit dat een zacht, ductiel bulkmateriaal (goedkope stalen) wordt omgeven door een harde

legering. Zo kan een enorme kost bespaard worden in vergelijking met het volledig vervaardigen

van het stuk uit de dure legering. Ook heeft het stuk een goede weerstand tegen stootbelasting,

aangezien het centrum nog steeds zacht (ductiel) is.

Er zijn verschillende redenen waarom in de industrie gekozen wordt voor bepaalde poeders bij

het lasercladden. Aangezien het lasercladden geen goedkoop proces is (vooral de

investeringskosten voor de apparatuur zijn vrij hoog), wordt het ook in mindere mate gebruikt

voor het oplassen van goedkoper materiaal met minderwaardige eigenschappen. De evolutie die

het lasercladden doormaakte werd grotendeels geholpen door de uitvoerige interesse vanuit de

lucht- en ruimtevaartmarkt (Mishra, 2011). Geïnteresseerd in de unieke proceseigenschappen van

het lasercladden, werden verschillende legeringen uitgeprobeerd. Het is uiteraard zo dat de

evolutie van (super)legeringen niet afhankelijk was van de evolutie van lasercladden alleen. Reeds

bijna honderd jaar geleden werden door Imphy, een Frans bedrijf, reeds patenten ingediend die

het ontstaan van superlegeringen inluidden. In de jaren ’50 en ’60 vond ook een sterke evolutie

plaats in de ontwikkeling van legeringen. De snelheid van ontwikkeling steeg steeds meer: onder

meer de uitvinding van de SEM-microscopie en röntgenstraaldiffractiemethoden zorgden voor

doorbraken.

66

Een belangrijke vermelding verdienen de superlegeringen. Deze legeringen hebben uitmuntende

mechanische en corrosieve eigenschappen met de bijkomende vereiste dat ze deze eigenschappen

blijven behouden bij verhoogde temperaturen. Het was niet enkel het lasercladproces dat erg

gebaat was bij de industriële ontwikkelingen van de lucht- en ruimtevaart, ook de evolutie van

superlegeringen ging hierdoor de hoogte in. De lucht- en ruimtevaartindustrie waren immers hard

op zoek naar oplossingen voor de problemen met de hoge temperaturen die in de motoren van

hun vliegtuigen werd ontwikkeld (Diltemiz & Zhang, 2012). Vandaag de dag zijn al veel

superlegeringen ontworpen die reeds aan de eisen van deze gasturbines voldoen: drie kwart van

alle superlegeringen ter wereld worden gebruikt in de luchtvaart voor gasturbines.

Legeringen die gebruikt worden in het lasercladmilieu zijn vaak op basis van ijzer, kobalt of

nikkel. Op de volgende pagina volgen enkele legeringselementen die vaak gebruikt worden in

opgelaste legeringen door middel van lasercladden en hun specifieke invloed op de legering. Deze

lijst werd voornamelijk opgesteld aan de hand van data die verkregen werd van de vereniging

FME-CWM (Buter & Verheiden, 1998) en het New Hampshire Materials Laboratory (New

Hampshire Materials Laboratorium, 2014)en licht slechts een tipje van de sluier van de complexe

wetenschap die achter het design van legeringen zit.

Element Invloed op legering

Al Geeft een galvanische bescherming, zal oplossen in corrosief milieu.

B Een kleine hoeveelheid van B is reeds genoeg om de sterkte en hardheid van de

legering te verhogen, het gaat wel ten koste van de corrosiebestendigheid. De

verhoging van de hardheid in de kleine hoeveelheden gaat hier niet gepaard met

een vermindering in treksterkte.

C Is noodzakelijk voor de vorming van carbiden, die de slijtvastheid sterk verhogen.

Het nadeel is dat een hoog C-gehalte in de legering de oorzaak kan zijn voor

scheurgevoeligheid bij het oplassen.

Co Co verhoogt de warmvastheid. Daarom wordt ze vaak in combinatie met Ni

toegepast voor legeringen die bestand moeten zijn aan hoge temperaturen. Co is

ook de basis van de stellieten: een groep legeringen waarbij, naast Co, ook nog C,

W & Mo aanwezig is. Meer hierover in hoofdstuk 5.2.

Cr Een van de belangrijkste elementen in het bestrijden van corrosie in oxiderende

milieus. In aanwezigheid van koolstof kunnen carbiden gevormd worden. Deze

verhogen de slijtvastheid. Echter, de Cr die gebruikt wordt in carbiden kan niet in

de strijd worden geworpen tegen oxidatie. Een juiste afweging is hier nodig. De

nikkel-chroom matrix is een erg belangrijke matrix bij legeringen, info over deze

matrix is te vinden in hoofdstuk 5.3.

67

Cu In maritieme toepassingen wort Cu vaak toegevoegd aan de legering om de

weerstand in zure milieus te verhogen. Koperlegeringen zijn ook de basis voor

zelfsmerende lagers.

Mn Vergemakkelijkt het vormen van martensiet, een harde microstructuur.

Mo Wordt soms als substituut gebruikt voor chroom of wolfraam. Vormt carbiden,

maar deze zijn erg complex. Positieve invloed op corrosiebestendigheid in een

reducerend milieu, warmvastheid, sterkte (door oplosharding) en put- en

spleetcorrosie. Een negatieve invloed is te merken bij de oxidatiebestendigheid. Is

een interessant element wanneer gezocht wordt naar oplossingen voor het vreten

van op elkaar wrijvende vlakken.

N Vergroot het 𝛾-gebied (stabiliseert austeniet). Vooral de rekgrens en de sterkte bij

hogere temperaturen wordt verhoogd. Veroorzaakt vermindering van de taaiheid

door uitscheidingen, veroudering en brosheid zijn het gevolg.

Ni Een erg corrosiebestendig element in reducerende milieus. Is een vaak gebruikt

uitgangspunt voor het ontwikkelen van legeringen met erg uiteenlopende

eigenschappen. Maakt stalen met een hoog chroomgehalte austenitisch

Si De oxidatiebestendigheid wordt versterkt, een oxidehuid wordt gevormd bij

toevoeging van Si. Is vooral in combinatie met andere elementen, waaronder B, N

&C technisch erg interessante verbindingen.

Ti Vormt carbiden. Ook de weerstand tegen corrosie in oxiderende milieus wordt

verhoogd. Belangrijk in de medische sector.

W Erg negatieve invloed op de thermische stabiliteit. Vormt een extreem harde

carbide (tot 3000HV) dat, opgenomen in een metallische matrix, een erg belangrijk

onderdeel in de legering tegen slijtage is. Ook bij hoge temperaturen.

Zn Financieel interessante bescherming tegen atmosferische corrosie. Wordt af en toe

in combinatie met Al gebruikt.

Tabel 9: enkele effecten van voorname legeringseffecten op hun (meestal ferro--)legering (Buter & Verheiden, 1998) (New Hampshire Materials Laboratorium, 2014)

68

6.2 Legeringen op ijzerbasis

Er is een enorme variëteit aan stalen die opgelast kunnen worden door middel van het

lasercladproces. Het is mogelijk om ongelegeerd staal op te lassen, dit wordt echter enkel

toegepast wanneer kleine delen gerepareerd dienen te worden: voor het coaten van laagwaardig

staal op substraten zijn andere processen goedkoper.

Warmvast staal wordt toegepast waar een hoge hardheid nodig is bij temperaturen tot 500°C. De

legeringselementen zijn Cr en W. Vaak komen daar nog Ni, Mo, Co en andere elementen bij. De

gevormde cabriden zorgen voor de nodige hardheid. Deze stalen worden vaak opgelast voor

lageroppevlakken en bewerkingsgereedschap voor warmvervorming. Wanneer nog hogere

hardheid gewenst is kan men lasercladden met snelstaal. Ook hooggelegeerd staal, ongeacht het

C-gehalte kan worden opgelast. Er geldt wel dat voor stalen met een hoog C-gehalte, er dient

voorverwarmd te worden.

Het is echter zo dat de keuze voor legeringen op ijzerbasis niet evident is. Voor het variëren van

staalsoorten over de diameter van een werkstuk zijn andere, goedkopere methoden dan het

lasercladden. Er zijn echter wel voorbeelden te vinden in de literatuur waar melding wordt

gemaakt van ijzerlegeringen die opgelast worden met de laser. Onder andere in combinatie met

hoge gehaltes chroom, koolstof en wolfram werden legeringen ontwikkeld met vrij goede

slijtageweerstand.

69

6.3 Legeringen op kobaltbasis

6.3.1 Inleiding

Legeringen op basis van kobalt worden vaak gebruikt in de laserclad-industrie. Veruit de

populairste soort is de Stellite-familie (Davis, 2000). Deze legeringen op basis van kobalt en

chroom worden toegepast op onderdelen waar een grote slijtvastheid gewenst is. Het

toegevoegde chroom is van groot belang: het vormt de carbiden die in de metallische matrix voor

een verhoogde hardheid zorgen. Ook zorgen ze voor een verhoogde weerstand tegen corrosie en

oxidatie, hier moet weer vermeld worden dat de chroomcarbiden niet zorgen voor een betere

weerstand tegen corrosie. Ook zorgt ze in de metallische matrix voor extra sterkte. Wolfraam en

molybdeen, indien toegevoegd aan de legering, zorgen ook voor extra sterkte in de metallische

matrix waarin ze ingebracht worden: het zijn namelijk grotere atomen. In aanwezigheid van

voldoende koolstof kunnen ze ook brosse maar extreem harde carbiden vormen. Nikkel wordt

uiteindelijk toegevoegd om toch de ductiliteit van de legering te verhogen.

De Stellite-geschiedenis gaat reeds ver terug: in het einde van het interbellum al gebruikte de heer

Haynes het al als biocompatibel metaal voor tandimplantaten. Niet veel later werd het in de

Tweede Wereldoorlog gebruikt voor gasturbines van vliegtuigen. Het kreeg de naam Stellite 21,

en bestaat vandaag de dag nog steeds, zij het meer als legering tegen slijtage. Al bij al is het

verschil tussen huidige Stellite-legeringen en de oude vrij klein. Het opmerkelijkste verschil is dat

vandaag de dag er meer controle is over het gewichtspercentage C en Si, die 60 jaar geleden nog

als onzuiverheden werden beschouwd. Wanneer men de Stellites van nu en toen met elkaar

vergelijkt, merkt men inderdaad verschil in de hoeveelheid koolstof- en ook wolfraam-

hoeveelheden.

70

6.3.2 Legeringselementen bij kobaltlegeringen

Wanneer men er de verschillende Stellites op nakijkt merkt men in de verschillende composities

enkele belangrijke atomen op waarvan het gewichtspercentage in de aparte legeringen een groot

verschil in de uiteindelijke eigenschappen van de Stellite zal hebben. De belangrijkste worden hier

besproken. De onderdelen met de grootste invloed op de microstructuur (en op de hardheid en

dus slijtageweerstand) zijn de carbiden (Klarstrom, Crook, & Wu, 2004). Carbiden worden

gevormd indien er voldoende koolstof aanwezig is. Er kan dus een groot verschil gemerkt

worden tussen de koolstofpercentages tussen verschillende Stellite-soorten. Dit valt zelfs op te

merken in de twee verschillende Stellite-soorten die getest werden bij V.A.C. Machines, meer

hierover verder in dit hoofdstuk. Er kan wel al vermeld worden dat de ene Stellite twee en een

half keer zoveel koolstof bezat dan de ander. Volgende afbeelding toont het verschil tussen deze

Stellites met verschillende oplegmethoden:

Boven: drie verschillende microstructuren voor drie verschillende lasmethoden bij Stellite 1: a) Tungsten Inert Gas lassen; b) autogeen lassen; c) shielded metal arc. Onder: drie verschillende microstructuren voor drie verschillende lasmethoden bij Stellite 6 (zelfde methodes in zelfde volgorde) Bij alle afbeeldingen werd een vergroting van 500x gebruikt.

Figuur 36: Verschillende microstructuren bij verschillende lasmethoden voor Stellite 1 (boven) en Stellite 6 (onder) (Klarstrom, Crook, & Wu, 2004)

71

Het is duidelijk dat het koolstofgehalte een enorme invloed heeft op de structuur wanneer men

de drie Stellite 1-fotos vergelijkt met de drie Stellite 6-fotos. Hoe meer koolstof, hoe meer harde

carbiden, het verschil in hoeveelheid carbiden wordt gemerkt wanneer men hardheidsonderzoek

doet. Wanneer bij V.A.C. Machines ook testen werden gedaan op hardheid bleken de Stellite 1-

lagen ook, naar verwachting, een heel stuk harder. Het is van even groot belang op te merken dat

de verschillende methodes van opleggen ook een cruciaal effect op de microstructuur hebben.

Deze verschillen worden voornamelijk veroorzaakt door snellere of tragere afkoeling of subtiele

chemische verschillen tussen processen. Het is vooral in deze afkoelingssnelheid dat het

lasercladden zich kan onderscheiden van andere processen. De lineaire afhankelijkheid tussen de

afkoelingsratio en de fijnheid van de microstructuur is een vuistregel. Neem daarbij dat de

fijnheid van de abrasieve elementen én de fijnheid van de microstructuur van een legering én de

hardheid de belangrijkste elementen bij uitstek zijn voor een slijtagetest en het belang van deze

oplasmethode is duidelijk.

Ook chroom is van een niet te onderschatten belang bij stelliet. Bij bijna alle Stellite-soorten is

het verantwoordelijk voor bijna 30% van het gewicht (er zijn hier enkele uitzonderingen op).

Chroom heeft een dubbele functie bij stelliet. Ten eerste is het het meest voorkomend element in

de gevormde carbiden. Bij hoog koolstofgehalte zijn de meeste carbiden van de 𝑀7𝐶3

(M=Metaal), die erg chroomrijk zijn. Echter, bij stelliet waar het koolstof minder abundant

aanwezig is, zijn de carbiden (vaak 𝑀23𝐶6) eveneens goed voorzien van chroom. Ten tweede is

chroom een belangrijk onderdeel van de metallische matrix die de carbiden omvat. Hierbij zorgt

chroom ervoor dat de legering zowel stevig als bestendig tegen corrosie en oxidatie is (Klarstrom,

Crook, & Wu, 2004).

Wolfraam (en Molybdeen) hebben vooral een invloed op de sterkte. Door hun grote

atoomgrootte versperren ze de weg voor dislocaties indien ze in hun hoedanigheid worden

ingebracht in de kristalstructuur. Indien ze in grote hoeveelheid worden toegevoegd, zoals

bijvoorbeeld Stellite 1 (meer dan 4%), kunnen ze ook extreem harde maar brosse carbiden

vormen.

Uiteraard is kobalt het belangrijkste element bij stelliet. De keuze voor kobalt als balanselement

voor de compositie van de legeringen is allesbehalve toevallig. Dankzij het gebruik van kobalt, in

combinatie met de gebruikte legeringselementen, kan een onstabiele fcc-structuur bereikt worden.

Deze is onstabiel omdat, bij extreem trage afkoelingssnelheid een hcp-structuur (hexagonaal

‘close-packed’) gevormd wordt bij ongeveer 450°C. Echter, dit vereist dergelijk trage

afkoelingssnelheden die bij kamertemperatuur normaal gezien de fcc-structuur te zien is voor

kobaltlegeringen. Deze (onstabiele) fcc-structuur resulteert vaak in een hoge treksterkte en hoge

hardbaarheid, wat belangrijk is tegen slijtage. Grote krachten worden opgenomen door het feit

dat ze aanleiding geven tot een kristalstructuur-verandering: bij grote mechanische ingrepen

verandert de kobalt-kristalstructuur van fcc naar het stabiele hcp.

72

Indien de slijtageweerstand-eigenschappen van een Stellite-legering niet voldoet kan meestal een

carbide, nitride of boride rechtstreeks aan het poeder worden toegevoegd. Deze toevoeging kan

vooral in het lasercladproces interessant zijn. Extreem harde fases, zoals carbiden, en meer

bepaald wolfraamcarbiden, hebben meestal een erg hoog smeltpunt. Wolfraamcarbide wordt

echter vlot opgelost in kobaltlegeringen bij smeltpunt. Hoe hoger de temperatuur, hoe hoger de

graad van mogelijke oplossing van wolfraamcarbide in de kobaltlegering. Dit moet in de gaten

gehouden worden voor de Stellite-legeringen. Het is belangrijk dat de temperatuur niet

overdreven hoog wordt en daarbovenop is de interactietijd ook zo kort mogelijk te houden. Dit

zorgt er niet enkel voor dat de wolfraamcarbiden minder opgelost worden, ook zorgt het voor

een dichtere coating. Bij het afkoelen rekristalliseren de carbiden terug naar WC of, indien lager

C-gehalte, naar 𝑊2𝐶 of brosse fasen, zoals bijvoorbeeld 𝐶𝑜3𝑊3𝐶. Deze rekristallisatie kan voor

hoge spanningsgradiënten in de coating zorgen.

6.3.3 Kobaltlegeringen bij V.A.C. Machines

Stellite werd ook in twee verschillende composities gebruikt tijdens de lasercladexperimenten bij

V.A.C. Machines: Stellite 1 en Stellite 6 werden beiden uitvoerig getest. Over Stellite 1 vermeldt ’s

werelds grootste fabrikant Kennametal (Kennametal, 2014): “Stellite 1 is a hardfacing alloy

possessing high abrasion and corrosion resistance for applications such as pump sleeves and

rotary seal rings, wear pads, bearing sleeves and centreless grinder work-rests. Retains hardness at

temperatures in excess of 760°C (1400°F). Also available as thermal spray powder.” Door de

hoge hardheid van deze legering was deze erg geschikt om testen mee te doen bij V.A.C.

Machines. Er werd poeder gebruikt van leverancier Durmat. De datasheets van zowel Stellite 1

als Stellite 6 zijn te vinden in respectievelijk bijlage 1 en 2. Ook werd dus met het Stellite 6 poeder

geclad op verschillende substraten bij V.A.C. Machines. Dit is veruit de meest gebruikte Stellite-

soort in de industrie. De bekomen hardheid is een stuk lager, de legering een stuk goedkoper. Het

grote voordeel aan deze legering is dat al veel onderzoek werd verricht naar de

parameterinvloeden voor verschillende processen voor het opleggen van een coating met dit

materiaal.

In gewichtspercentage (%) Co Cr C Si W

Stellite 1 (S1 PTA

Durmat)

Rest 30 2.5 1.1 12

Stellite 6 (S6 PTA

Durmat)

Rest 28 1.0 1.2 4.2

Tabel 10: Samenstelling Stellite 1 en Stellite 6

73

Zowel Stellite 1 als Stellite 6 zijn typische Stellite-legeringen zoals ze reeds in het begin door

Haynes werden ontwikkeld: een Co-Cr-W-legering. Ze worden vaak gebruikt in gietprocessen of

als harde oplaslagen (zoals het lasercladden). Beiden zijn gekenmerkt door hun grote hoeveelheid

wolfraam en chroom, deze zijn reeds een indicatie naar de mogelijkheid om veel harde carbiden

te vormen. Wanneer we dan Stellite 1 en Stellite 6 met elkaar vergelijken, valt op dat Stellite er, op

het vlak van carbidenvorming, nog een schepje bovenop doet. Er werd ook in de testresultaten

gemerkt dat de stellietlegering een stuk harder is dan Stellite 6. Uiteraard gaat dit wel ten koste

aan ductiliteit, meer scheuren kunnen waargenomen worden bij Stellite 1.

Soms wordt aan stelliet-legeringen die gebruikt worden in poedervorm boor toegevoegd om het

sinterproces te vergemakkelijken. Dit was echter niet het geval, en ook niet nodig, bij de poeders

die bij V.A.C. Machines werden gebruikt. Alle info over de experimenten met legeringen op

kobaltbasis worden verderop in deze thesis vermeld.

Figuur 37: Stellite-legering cladlaag (Trumpf, 2010)

74

6.4 Legeringen op nikkelbasis

6.4.1 Inleiding

Nikkel is een enorm veelzijdig element voor de metaalindustrie. De lijst aan toepassingen is

werkelijk eindeloos maar er is één duidelijke uitschieter inzake de consumptie van nikkel. 65%

van de geconsumeerde hoeveelheid van het element in de Verenigde Staten gaat naar de

productie van roestvrij staal. Er werd eerder al gemeld waarom het oplassen van staal op staal

door middel van lasercladden minder interessant is. Interessanter voor het lasercladproces zal het

nikkel zijn dat gebruikt wordt voor een grote variëteit aan legeringen (Fuchs & Furrer, 2004).

Nikkel wordt voor verschillende redenen gebruikt als basis voor legeringen, dankzij haar

eigenschappen biedt het oplossingen aan enkele problemen die door geen ander element kunnen

verholpen worden op dezelfde manier. Zowel de mogelijkheid nikkellegeringen te gebruiken in

corrosieve omgevingen, bij hoge temperaturen en hoge krachten zorgen ervoor dat deze een

vitaal belang kregen in de wereld van de metallurgie.

Puur nikkel is taai: het behoudt een fcc-structuur tot aan haar smeltpunt (ongeveer 1450°C). Dit

opent perspectieven, toevoeging van allerhande elementen om de overgang van ductiele naar

brosse en harde toestand te maken is mogelijk. De anticorrosieve eigenschappen zijn grote

pluspunten. Daarbovenop komt ook nog eens dat een wijde waaier aan legeringselementen in

grote mate oplosbaar zijn in nikkel. De austenietstructuur van nikkel vormt een gastvrije basis

voor het invoegen van andere elementen. Bij het maken van een goede nikkellegering wordt dus

getracht de voordelen van elke legeringselement op zich uit te spelen in de uiteindelijke matrix,

zodat een bijzonder veelzijdige en hoogwaardige legering kan gecreëerd worden. Een eenvoudig

voorbeeld hiervan is het oplossen van grotere atoomsoorten, zoals wolfraam of molybdeen in het

kristalrooster om de hardheid te verhogen (Fuchs & Furrer, 2004).

De veelzijdigheid van nikkellegering is inmiddels duidelijk. Het is dus ook niet mogelijk elke

legering-soort met nikkel als basis te bespreken. Hierop volgend worden eerst de superlegeringen

besproken, daarna de mogelijkheid om nikkellegeringen in te zetten bij het lasercladden, om

uiteindelijk tot de nikkellegering dat gebruikt werd bij V.A.C. Machines te komen.

75

6.4.2 Superlegeringen met nikkelbasis

De interesse om superlegeringen toe te passen in het lasercladproces is er niet zomaar.

Hoogwaardige, dure legeringen dienen door een goede methode opgelegd te worden. Er werd

eerder al duidelijk gemaakt welke grote invloed het proces (chemische invloedfactoren en vooral

de afkoelsnelheid) kan hebben op de microstructuur en dus de eigenschappen van opgelaste laag.

Superlegeringen, die hun hoge sterkte-eigenschappen ook bij hoge temperaturen blijven

behouden, zijn er op basis van nikkel, ijzer-nikkel en kobalt. De ijzernikkel superlegeringen zijn

eigenlijk een uitloper van de evolutie in staalindustrie. Verschillende bewerkingsmethodes zijn

mogelijk. Voor de minder gelegeerde legeringen wordt meestal smeden toegepast, de meer

gelegeerde legeringen worden vaak gegoten. Lassen is vaak moeilijk indien er grote hoeveelheid

aan legeringselementen aanwezig zijn

Figuur 38: Een vergelijking van de treksterkte van verschillende legeringen bij verhoogde temperaturen (Key to metals, 2011)

76

Bovenstaande afbeelding geeft kijk op de treksterkte van verschillende (super)legeringen bij

verhoogde temperaturen. Het is hierop reeds duidelijk dat bij superlegeringen op nikkelbasis de

precipitatie harding (𝛾′) de belangrijkste manier van het harder maken van het materiaal is.

Onderstaande foto toont deze precipitaten op duidelijke wijze. De linkse foto toont de legering in

gesmede vorm, de rechtse foto is een gegoten legering. De kleine, harde, precipitaten zijn

duidelijk als de sferoïdische en kubische delen (ook als intergranulaire carbiden).

6.4.3 Nikkellegeringen & lasercladden

De ontwikkeling van superlegeringen was een belangrijk pluspunt voor de vooruitgang van het

lasercladden op zich, en processen met snelle stolling in het geheel. Superlegeringen werden, na

ze uit hun kinderschoenen stapten, steeds sterker. Deze groei werd veroorzaakt door een eis naar

steeds sterker wordende legeringen door de luchtvaartfabrikanten, voor hun turbines. Niet enkel

moesten deze legeringen steeds sterker worden, ze moesten ook hun sterkte behouden bij steeds

hogere temperaturen. De gasturbine-evolutie stond immers niet stil, de legering-industrie moest

volgen. Aanvankelijk was deze stijgende sterkte, ook bij hoge temperaturen geen probleem, maar

algauw kende de nikkellegering-evolutie enkele groeipijnen. Door de sterkte bij hoge

temperaturen werd het namelijk altijd maar moeilijker deze mechanisch te bewerken. Ook werden

de mallen steeds groter, de hoeveelheid legeringselementen stegen en daarmee ook de segregatie

van deze elementen tijdens het afkoelen, wat vermeden dient te worden. De ontwikkeling van

metaalpoeder door atomiseren kende hierdoor een grote evolutie: processen die deze poeders

niet helemaal smelten (lasercladden doet dit echter wel), zoals ‘hot isostatic pressing’, waren

hiervoor een oplossing. Het lasercladproces is echter meer vergelijkbaar met het PTA-proces dan

met het ‘hot isostatic pressing’-proces. Waar het wel in overeenkomt met de evolutie die de

superlegeringen doormaakte is het gebruik van poeder. Verscheidene nikkel(super-)legeringen

zijn erg populair voor het thermisch spuiten en lasercladden. Aangezien het om vrij dure

processen gaat, wordt vaak gezocht naar hoogwaardige poeders, voor veeleisende toepassingen.

Commerciële successen zijn de verschillende Inconel-legeringen, Hastelloy-legeringen,

Nikkelchroomlegeringen en nikkellegeringen met boride. Deze laatste werd uitgekozen als

testpoeder bij V.A.C. Machines en wordt in volgend hoofdstuk besproken.

Figuur 39: Precipitatieharding in nikkellegeringen (Davis, 2000)

77

6.4.4 Nikkellegering bij V.A.C. Machines: Ni-Cr-B-Si-legering als

matrix

a) Compositie, structuur en invloed van de elementen

Van de commercieel op grote schaal verkrijgbare nikkellegering voor harde opleglagen

(‘hardfacing’) zijn er twee grote groepen te onderscheiden: die met de Laves-fasen en degene die

boriden bevatten. Er werd gekozen om bij V.A.C. Machines een legering van het tweede type te

kiezen om uit te testen. Vele fabrikanten bieden dit soort poeder aan, vaak als PTA-poeder, het

kan echter ook gebruikt worden voor lasercladden. Er is veel literatuur te vinden over deze

legering en verschillende cladmogelijkheden. De nikkellegering met chroom en boriden zijn

bijzonder interessant. In het boek ‘Nickel, Cobalt & their alloys’ (Davis, 2000) wordt het

volgende beweerd over deze legering-soort: “Of all the various ferrous and nonferrous

hardfacing alloys, the boride containing nickel-base alloys are microstructurally the most

complex.” Om deze bewering kracht bij te zetten wordt volgende microstructuurafbeelding van

dergelijke legering meegegeven:

Voor een legering met een dergelijke

hoeveelheid aan legeringselementen is het

buitengewoon uitzonderlijk hoe complex en

gevarieerd de microstructuur is. Ook bij

V.A.C. Machines werd een soortgelijk

poeder gebruikt. Er werd echter wel aan de

nikkelmatrix nog 60% wolfraamcarbiden

toegevoegd. We laten deze harde fase,

meestal worden de carbiden toch

ongesmolten opgenomen in de metallische

matrix (meer hierover in volgend

hoofdstuk), achterwege en vergelijken de

matrix die bij V.A.C. Machines werd

gebruikt met de samenstelling van de

legering waarvan links de microstructuur

staat afgebeeld:

Figuur 40: Microstructuur van nikkellegering met boriden voor ‘hardfacing’ (Davis, 2000)

78

Hoewel de composities nog significant van elkaar verschillen wordt wel vanuit dezelfde

basiselementen vertrokken om een legering met dezelfde bedoeling te creëren: een goede

samenstelling vinden om een harde toplaag op te lassen. De verschillende elementen worden hier

besproken, met hun invloed op het geheel. Om te beginnen is het ijzergehalte van ondergeschikt

belang. Ijzer wordt bij deze poeders meestal niet met een microstructurele bedoeling toegevoegd.

Het toelaten van een bepaalde hoeveelheid ijzer in een legering laat de fabrikanten toe om enkele

ijzer-compounds te gebruiken bij het toevoegen van andere elementen. Het ijzer draagt weinig bij

tot de sterkte van de legering en wordt niet vermeld op de datasheet van het gebruikte poeder bij

V.A.C. Machines.

Dan blijven nog vijf belangrijke legeringselementen over die besproken dienen te worden: nikkel,

chroom, boor, silicium en koolstof. Boor en koolstof zullen verantwoordelijk zijn voor de harde

fasen in de matrix, ze zullen respectievelijk boriden en carbiden vormen. Het zijn voornamelijk

de boriden die in deze legering van belang zullen zijn. Carbiden zijn in mindere mate aanwezig

maar dragen ook bij tot de hardheid.

Nikkel en chroom zullen dan de elementen zijn die, gekoppeld met boor en in mindere mate

koolstof, boriden en carbiden zullen vormen. Zoals vermeld zijn vooral de boriden van belang.

Zowel Cr en Ni zijn geneigd om deze boriden te vormen, het gewichtspercentage aan Cr in de

Ni-legering zal uiteindelijk doorslaggevend zijn inzake welke boride gevormd zal worden.

Volgende tabel is gebaseerd op bevindingen die in het boek ‘Nickel, Cobalt & Their Alloys’

(Davis, 2000) te vinden zijn en tonen aan welke de dominante harde fase en welke de secundaire

harde fases zullen zijn in de besproken legering, afhankelijk van het chroomgehalte (‘M’=metaal):

Gewichtspercentage (%) Ni Cr C Si B Fe

Ni-Cr-B-Si-legering uit figuur 40 Rest 12-18 0.5-1 3.5-5.5 2.5-4.5 3.5-5.5

Metallische matrix van

Metcoclad52052

Rest 8 0.3 3.5 1 /

Tabel 11: Compositie matrix Metcoclad52052

79

Gewichtspercentage

Cr

Dominante harde

fase

Secundaire harde fasen

Nodige voorwaarde Gevormde fase

Laag (ongeveer 5%) 𝑁𝑖3𝐵 %Si>3 𝑁𝑖3𝑆𝑖

Gemiddeld (ongeveer

15%)

𝑁𝑖3𝐵

𝐶𝑟𝐵, (𝐶𝑟2𝐵 𝑒𝑛 𝐶𝑟3𝐵)

%Si>2.5 𝑁𝑖3𝑆𝑖

Hoog (ongeveer 25%) 𝐶𝑟𝐵 𝑒𝑛 𝐶𝑟5𝐵 %Si>3 𝑁𝑖3𝑆𝑖

Voor alle hoeveelheden Complexe carbides:

𝑀7𝐶3 𝑒𝑛 𝑀23𝐶6

Tabel 12: Vorming dominante en secundaire harde fasen bij Ni-Cr-Si-B-legeringen (Davis, 2000)

Deze tabel toont aan dat de harde fase die voornamelijk kan verwacht worden in de metallische

matrix van het Metcoclad-poeder (Cr-gewichtspercentage=8%) voornamelijk 𝑁𝑖3𝐵 en, in iets

mindere mate, chroomboride is. Ook wordt aan de voorwaarde dat gewichtspercentage van Si

minimaal 3% is, voldaan. Dit betekent dat ook 𝑁𝑖3𝑆𝑖 kan gevormd worden als secundaire harde

fase.

Silicium heeft een vrij unieke rol in deze legering. Haar hoofddoel is niet het vormen van de

secundaire harde fasen. Ze wordt toegevoegd aan de legering omdat ze, samen met B, ‘self

fluxing’ eigenschappen bezorgt aan de legering. Een flux, in de metallurgie, is een substantie die

het metaaloppervlak ‘schoonmaakt’ bij het lassen. Bij soldeermethodes zijn flux-producten vaak

gebruikt om deze reden. Bij de ‘self-fluxing-agents’ zoals Si en B er zijn, gebeurt bij het

lasercladden iets gelijkaardigs. Deze ‘self-fluxing-agents’ gaan in reactie met om oxiden, of die

zich nu op substraat of rond een poederpartikel bevinden. Ze vormen oxiden met een lage

dichtheid. Deze zullen door hun dichtheid naar het oppervlak drijven waardoor de coating een

stuk dichter wordt. Er vormen zich steeds minder porositeiten, door het verwijderen van deze

oxiden. Dit zorgt er uiteindelijk ook voor dat, door toevoeging van deze elementen, ook een

grotere cladhoek kan bekomen worden (grotere dichtheid): de ‘wetting angle’ wordt verlaagd. Er

wordt verwezen naar hoofdstukken 5.4.1 en 5.4.3 voor het belang van deze cladhoek (en de

aspect ratio, die eraan afhankelijk is).

Het zijn niet enkel de ‘self-fluxing’-eigenschappen die Si haar plaats geven in de legering. Ook

voorziet het mee in de hardheid van het materiaal, als een belangrijk element in de matrix en kan

het ook voorzien in intermetallische precipitaten. De hoeveelheid B beïnvloedt ook de

mogelijkheid tot het vormen van siliciden (𝑁𝑖3𝑆𝑖): hoe mee B aanwezig is, hoe lager de Si-

hoeveelheid die benodigd is voor het vormen van deze harde fasen.

Dankzij de aanwezigheden van boriden en carbiden in de microstructuur, heeft de besproken

legering een sterke resistentie tegen abrassieve slijtage. De slijtageweerstand stijgt logischerwijs

met een stijgend percentage B en Si, er zullen namelijk meer boriden en siliciden gevormd

worden. Echter, door de grote hoeveelheid aan deze harde fasen zal er minder chroom aanwezig

80

kunnen zijn in de metallische matrix. Dit heeft tot gevolg dat corrosiebestendigheid wat lager ligt

dan concurrerende legeringen. Deze legeringen worden echter voornamelijk gebruikt voor hun

anti-slijtage eigenschappen, en er wordt gemerkt dat, vooral voor lasercladden, de interesse in

deze legering in steeds stijgende lijn gaat. Wil men in de slijtageresistentie nog verder gaan, kan

men, net als bij de Stellite-legeringen, pure carbiden (of boriden, …) toevoegen. Dit was ook het

geval bij V.A.C. Machines: 60% van het gewicht van de coating is afkomstig van de extreem

harde wolfraamcarbiden.

b) Metcoclad52052: een Metal Matrix Composite

Zoals reeds gezegd bestaat het gebruikte nikkellegeringpoeder van leverancier Sulzer, Metcoclad

52052, niet enkel uit de metallische matrix waarvan de samenstelling in hoofdstuk 5.3.4 a) staat.

Er werd hieraan ook wolfraamcarbiden toegevoegd, goed voor 60% van het gewicht. Deze

carbiden hebben een erg hoge hardheid (meer dan 2000HV, er zijn uitschieters die richting de

3000HV gaan) en een erg hoog smeltpunt.

Het inbedden van deze carbiden in een metallische matrix is een interessant proces, wat speciale

eigenschappen met zich meebrengt. De bedoeling zal zijn om de carbiden niet volledig te doen

oplossen in de metallische matrix. De reden voor de toevoeging is de volgende: hoewel sommige

nikkellegeringen in het algemeen, en Ni-Cr-B-Si-legeringen in het bijzonder, al vrij hard zijn, werd

gezocht naar mogelijkheden om de slijtageweerstand toch te verhogen. Reeds in heoofdstuk 5.3.2

van deze paper werd uitgelegd dat hardheid en slijtageweerstand, hoewel ze met elkaar te maken

hebben, niet hetzelfde zijn. Wat men met Carbide-Metal-Matrix-Composites wil bereiken is een

taaie legering waarin harde carbiden zijn ingebed die de slijtageweerstand verhogen.

Figuur 41: Wolfraamcarbiden (wit) in een Ni-Cr-legering (Amado & Tobar, 2009)

Figuur 42: 60% Wolfraamcarbiden in een Ni-Cr-B-Si-legering . De carbiden blijven intact. A)SEM-fotografie B)Verder ingezoom: goede aanhechting met de coating. (Wu, et al., 2004)

81

Notabene: ook de Stellite-legeringen zijn in de nauwe betekenis van het woord MMC’s: ze

bezitten ook harde carbiden in een metallische matrix. Echter, voor deze thesis wordt aangehaald

dat de wolfraamcarbiden als aparte partikels worden ingevoerd in het poeder. Bij Stellite vormen

de, overigens kleinere, carbiden, zich tijdens het stollingsproces. Aangezien het chroom dat

verantwoordelijk is voor een groot deel van de carbiden bij Stellite ook een belangrijk onderdeel

van de matrix is, zit men wat in de grijze zone wat betreft het MMC-zijn.

De unieke structuur van MMC’s zorgt ervoor dat bij een relatief taai materiaal (de Ni-Cr-B-Si-

legering heeft nog steeds een hardheid van ongeveer 40HRC) toch een grote verhoging van de

slijtageweerstand kan verwezenlijkt worden door toevoeging van erg harde elementen. Tegelijk is

er een taaie matrix aanwezig (een coating van enkel carbiden is veel te bros). Deze kan bij

abrassieve slijtage afslijten, zodat de toplaag van de coating hoofdzakelijk uit wolfraamcarbiden

bestaat. Ook kan het compressie- of trekkrachten goed opnemen en doorgeven aan de harde

elementen. Het spreekt voor zich dat deze elementen wel in hun harde vorm aanwezig moeten

zijn om deze invloed te hebben. Dit brengt enkele moeilijkheden met zich mee voor het

lasercladden van wolfraamcarbidden in een Ni-Cr-B-Si-legering. Hoewel de carbide een erg hoog

smeltpunt heeft (ongeveer 2700°C, een heel stuk hoger dan de legering waarin ze verwerkt zit),

heeft ze slechts een lage enthalpie nodig om de carbiden weer te doen ontbinden (zo’n

38.5kJ/mol). De voorkeur wordt verleend aan carbiden die aan de rand van hun vorm slechts

gedeeltelijk smelten en overgaan in de matrix. Zo blijven grote carbiden aanwezig in de coating.

In de literatuur zijn talloze onderzoeken gewijd aan nikkellegeringen met

wolfraamcarbideverrijking (Lindroos, J.T., & Lou, 2009). Er zijn verschillende toepassingen

waarvoor deze composiet voor in aanmerking komt: onder andere snijstukken, onderdelen voor

de mijnindustrie waar grote slijtage aanwezig is, landbouw, metaalbewerking bij hoge

temperaturen,… . Dat vooral voor wolfraamcarbiden gekozen wordt heeft enkele redens.

Wolfraamcarbide is niet de hardste carbide (bijvoorbeeld TiC is nog een stuk harder), maar is wel

een element dat vrij plastisch is en gemakkelijk in te mengen in een legering.

Dat de Ni-Cr-B-Si-legering op zich al een erg interessant en veelzijdige legering is, werd reeds

uitgelegd in vorig hoofdstuk. Deze legering word vooral gebruikt voor rollers, zuigerstangen,

slijtplaten, turbines, enzovoort. Haar corrosieve en sterkte-eigenschappen, en vooral op hoge

temperatuur, op zich zijn al reden genoeg voor de industriële interesse voor deze legering. De

eigenschappen van B en Si die aan de legering worden meegegeven zijn enkel een pluspunt. Dat

daar nog eens bovenop komt dat ze dan ook nog eens uitstekend geschikt is voor het toevoegen

van wolfraamcarbiden was de doorslag om te kiezen voor het Metcoclad-poeder. Hier werd

echter de verkeerde inschatting gemaakt al meteen voor poeder te kiezen met een erg hoog

percentage aan wolfraamcarbiden. Dergelijk hoge percentage maken het immers moeilijk om een

scheurvrije cladlaag aan te brengen. Het was beter geweest om het poeder puur en daarna en in

kleinere, oplopende, hoeveelheiden wolfraamcarbide te testen. 50% wolfraamcarbiden is een

terugkerend maximumgehalte in gespecialiseerde artikels (Álvarez, Amado, & Yáñez, 2006)

82

De toevoeging van de carbide maakt het lasercladproces echter wel nog ingewikkelder: ze kunnen

scheuren, slechte aanhechting en porositeit veroorzaken. Dit werd ondervonden tijdens de testen.

Ook mogen de carbiden niet smelten of naar de bodem zakken, ze hebben een hogere dichtheid

dan het gesmolten materiaal omheen zich tijdens het cladden (Wu, et al., 2004). Het is namelijk

ongewenst dat de elementen die hoofdzakelijk in de strijd dienen geworpen worden tegen

abrassieve slijtage naar de bodem zouden zakken. Integendeel, het zou zelfs beter zijn om deze

vooral aan de toplaag te hebben en in mindere mate aan de bodem van de cladlaag. Dergelijk

gradueel verloop is mogelijk in bepaalde toepassingen (LENS-proces met verschillende

poedercontainers die gradueel aanleveren bijvoorbeeld). Voor het lasercladproces waarbij het

substraat blijft ronddraaien, zoals bij V.A.C. Machines, is zoiets niet mogelijk. Er zou natuurlijk

ook kunnen geopteerd worden om eerst een laag Ni-Cr-B-Si op te leggen en nadien de

wolfraamcarbiden erin te laserdispergeren of –legeren, maar dan bevindt zich men al buiten het

werkgebied van het lasercladden en dus ook buiten haar voordelen. Allerhande mogelijkheden,

problemen, oplossingen en procesparameterinvloeden staan vermeld in de experimenten

verderop in deze thesis.

83

7 Experimenten en resultaten

Met de uitvoerige literatuurstudie in het achterhoofd, werd bij V.A.C. Machines aan de slag

gegaan voor de persoonlijke experimenten met het de lasercladopstellling. Dit hoofdstuk zal

dieper ingaan op de werkwijze van lasercladden specifiek, het creëren van samples, het testen van

die samples en een analyse van de behaalde resultaten.

Het moet gezegd dat er steeds een lange weg afgelegd wordt vanaf het moment dat er gekozen

wordt voor een lasercladlegering tot het moment dat een realistische analyse omtrent kwaliteit en

haalbaarheid kan gedaan worden. Achteraf gezien bleek de lengte van deze weg één van de

grootste obstakels in deze thesis. Het is namelijk erg moeilijk om het proces veelvuldig bij te

sturen wanneer na testanalyse blijkt dat de resultaten niet afdoende waren. Dit zal blijken uit het

hoofdstuk 7.1, waar beschreven wordt hoe het lasercladproces en de testen in z’n werk zijn

gegaan.

7.1 Werkwijze van experimenten en testen

7.1.1 Keuze poeder

De eerste stap die, na de studie omtrent de procedures van het lasercladden, gezet moet worden

is de keuze van het poeder dat opgeclad dient te worden. Uiteraard wordt deze legering gekozen

op basis van haar eigenschappen. Meestal zoekt men specifieke minimumwaardes inzake

corrosiebestendigheid en slijtvastheid, waarin het financiële altijd een rol speelt. Verder kan nog

een lange lijst aan gewenste eigenschappen geëist worden van een legering (bestendigheid tegen

hoge temperaturen, magnetische permeabiliteit, vermoeiingsterkte,… ). Het is echter niet zo dat

men om het even welk poeder kan cladden op om het even welk substraat. ‘Claddability’ is de

Engelstalige term die gegeven wordt voor de mate waarin het mogelijk is om een bepaalde

legering succesvol en kwaliteitsvol op een bepaald substraat aan te brengen. Het Laser Applicatie

Centrum bracht een praktijkrichtlijn over het lasercladden uit (Rombouts, Van Krieken, &

Husslage, 2012). Hierin staan heel wat interessante zaken over al de aspecten van het lasercladden

en men vindt er onder andere ook een tabel om deze claddability aan te duiden. Het gaat om een

adaptatie van de tabel die Pom Group op z’n website heeft. De afbeelding is op volgende pagina

te zien.

84

Figuur 43: Claddability, een indicatie van cladbaarheid (Rombouts, Van Krieken, & Husslage, 2012)

85

Het is duidelijk dat niet alle legeringen op elk substraat zullen te cladden zijn. De vereiste om een

minimale dilution te moeten verkrijgen is hiervan de oorzaak. Indien men een legering en een

substraat aan elkaar zou proberen te lasercladden die niet of te gering oplosbaar zijn in elkaar,

merkt men dat er geen aanhechting is. Immers, de legering is niet in staat om na het stolproces

nog een metallische verbinding te creëren met het substraat. Voor elke combinatie van legering

en substraat kunnen ingewikkelde studies worden gedaan met fasediagrammen om uit te maken

of ze goed aan elkaar te lassen zijn (lees: dat de legering in redelijke mate oplosbaar is in het

substraat). Voorgaand overzicht biedt voor een aantal frequent gebruikte legeringen en substraten

een indicatie wat betreft de claddability.

Bij V.A.C. Machines werd in het begin voornamelijk

geclad met onbekende staalsoorten als substraat, veelal

met stalen assen die over waren van andere

werkzaamheden. Er kan vanuit gegaan worden dat

deze staalsoorten er waren met laag koolstofgehalte.

De precieze compositie van deze stalen was van

minder belang en werd voor deze masterproef ook niet

achterhaald. Na verloop van tijd werd geclad op

stukken waarvan de exacte samenstelling wel geweten

was. Bij V.A.C. Machines lagen stukken die normaal

gezien hardverchroomd werden. Deze Journal Crosses,

Zapfenkreuzen in het Duits, zijn onderdelen van lageringen voor cardanassen bij agricultuur-

voertuigen. Dat het verchromen in de toekomst geen evidentie meer zal zijn, werd al duidelijk

gemaakt in het begin van deze scriptie. Eén van de onderzoeken die dit jaar omtrent het

lasercladden gedaan werd was het onderzoek naar de vervangbaarheid van het hardverchromen

door het lasercladden. Waarom voor Stellite werd gekozen als legering staat vermeld in het

hoofdstuk gewijd aan dit poeder. De Journal Crosses zijn een cementeerstaal, meer bepaald een

15NiCr13-staal. De compositie, per gewichtspercentage:

Deze staalsoort wordt voornamelijk gebruikt om het te harden door middel van carbonering. Als

er wordt uitgegaan van een niet gecarboneerd staalsubstraat, kan geconcludeerd worden dat het

hier eveneens om een laag C-gehalte-staal gaat. Op de tabel over de claddability kan gemerkt

worden dat legeringen gelijkaardig aan de gebruikte bij V.A.C. Machines (Stellite, diverse

nikkellegeringen) meestal vrij cladbaar zijn op stalen met lage koolstofgehaltes. Waarom effectief

gekozen werd voor de verschillende legeringen staat omschreven in hoofdstuk 6.

Gewichtspercentage (%) Fe Cr C Si Mn P Ni

15NiCr13 Rest 0.6-0.9 0.14-

0.2

0.4

max

0.4-

0.7

0.35

max

3-

3.5

Tabel 13: Compositie Journal Crosses (substraat)

Figuur 44: Journal Cross (http://service.dvs-gruppe.com/)

86

Het duurt meestal enkele weken vooraleer het poeder aankomt, afhankelijk van de keuze van

legering en leverancier. De kleinste hoeveelheden zijn meestal 5kg. In die tijd kon

ondergetekende persoonlijk de journal crosses gaan draaien op maat bij firma D’haene, te

Roeselare.

7.1.2 Lasercladden bij V.A.C. Machines

Nadat het poeder is aangekomen (levertijd is enkele weken), worden de eerste cladtesten gedaan.

In hoofdstuk 5 staat reeds heel wat uitleg over de gebruikte opstelling bij V.A.C. Machines. De

eerste tests worden uitgevoerd met een intuïtieve keuze van parameters. Er wordt nadien sterk

bijgestuurd. Dit bijsturen wordt in grote mate bekomen door het bestuderen van verschillende

artikels en scripties die handelen over gelijkaardige legeringen, laservermogens, spotgroottes…

De drie artikels die hiervoor het belangrijkst waren zijn reeds vermeld in hoofdstuk 5.4. Het

spreekt voor zich dat nog tientallen artikels, die verder niet vermeld worden in deze scriptie,

bijgedragen hebben in de keuze van betere parameters. De belangrijkste parameters die in het

begin werden aangepast zijn uiteraard het poederdebiet en de loopsnelheid (te regelen met de

frequentieregelaar). Om redenen die reeds in hoofdstuk 5.4 werden aangehaald werd het

vermogen bijna altijd op 3kW gehouden.Hieronder ziet u een afbeelding die weergeeft hoe de

opstelling in werking eruit ziet. Het stuk dat in de draaibank ingeklemd is, is een journal cross

zoals die in vorig hoofdstuk beschreven werd. De lange stalen buis met de pneumatische

aansluiting is de toevoer van het Argon-gas, dat de smeltpoel beschermt. Aan de poedernozzle

(net boven de Ar-toevoer) zijn drie aansluitingen verbonden: twee voor koelwater en één voor de

poedertoevoer.

Figuur 45: Lasercladden bij V.A.C. Machines

87

Enkele malen (enkel bij het

opleggen van de Metcoclad-

legering) werden de stukken ook

voorverwarmd om betere

resultaten te verkrijgen. In de

literatuur zijn talloze

voorbeelden te vinden van

voordelen van voorverwarming,

vooral voor legeringen die

scheurgevoelig zijn. Buiten het

verbeteren van de

scheurgevoeligheid kan

voorverwarmen ook het

poederrendement verhogen, het mogelijk maken om hogere snelheden te gebruiken, een lager

vermogen in te stellen,… . Voor een toepassing als het lasercladden wordt meestal een inductieve

verwarming gebruikt. Deze warmt via een wisselend magnetisch veld het substraat op, meestal

wordt deze gestuurd via een feedback-systeem dat de temperatuur in de gaten houdt door middel

van sensors. Deze apparatuur was bij V.A.C. Machines niet voorhanden. Er werd gekozen de

stukken voor te verwarmen via de vlam die gebruikt wordt bij het autogeen lasproces. Dit

lasproces gaat uit van een vlam, gecreëerd door een ontstoken mengeling van acetyleen en

zuurstof.

Er moest uiteraard genoteerd worden tot

welke temperatuur er voorverwarmd werd.

Dit werd gedaan met een pyrometer, een

infrarood thermometer die in de industrie

gebruikt wordt voor contactloze

temperatuurmetingen tot ongeveer 1000°C

(de gesofisticeerdere modellen). Hiervoor

wordt via infraroodstraling van het werkstuk,

mits instelling van de emissiecoëfficiënt van

het substraat, de temperatuur van het

oppervlak gemeten. Aan de rechterkant ziet u

de pyrometer die gericht is op een tot 262°C

voorverwarmd substraat.

Figuur 47: Voorverwarmen via autogeen lassen

Figuur 46: Temperatuursmeting voorverwarming

88

7.1.3 Maken van testsamples

De testassen die uit de overschot van productiemateriaal van V.A.C. Machines werden genomen

waren gemakkelijk te snijden tot korte assen waar niet veel meer dan het relevante deel overbleef:

daar waar er geclad was. De journal crosses waren een stuk logger en moeilijker te versnijden.

Voor het praktijkgedeelte van deze thesis was het zo dat het grootste deel qua tijdsverbruik niet

voor de rekening van het lasercladden zelf te nemen was. Het voorbereiden van de stukken nam

wat tijd in beslag (de stukken werden zelf afgedraaid in firma D’haene) maar qua energie en tijd

ging er toch heel wat in de nabewerking van de stukken en het uiteindelijke testen van de

samples. De voornaamste testen die gedaan moesten worden op de stukken waren

microstructuurtesten (met een microscoop) en hardheidstesten (met een hardheidsmeettoestel).

Vooraleer deze analyses kunnen verricht worden dienen de opgecladde lagen uiteraard tot

teststukken van werkbare grootte en gewicht gereduceerd te worden. Hiervoor dienen de grote

substraten met dunne coating gesneden te worden tot stukken van ongeveer één cm in lengte.

Deze kunnen vervolgens ingebakken worden in bakeliet, waarna men ze kan polieren en etsen,

hardheidsmetingen uitvoeren en microstructuur analyseren. Deze zaken zijn hierop volgend

omschreven en ik werd hiervoor bijgestaan door de mensen van het bedrijf Dana, te Brugge,

alwaar ik dit allemaal kon uitvoeren.

a) Doorslijpen van de stukken

De grote journal crosses dienden te

worden ingeklemd in een

halfautomatische doorslijp-machine,

zoals hier rechts te zien. Men kan de

slijpschijf, het ingeklemde werkstuk met

reeds 2 incisies en de blauwe buis voor

koelvloeistoftoevoer onderscheiden. Bij

deze machine draait de slijpschijf steeds

door en wordt het werkstuk met een

manueel in te geven druk en snelheid

richting de slijpschijf bewogen.

Belangrijk hierbij is dat er voldoende

koelvloeistof geleverd wordt, zodat het

stuk niet ‘doorbrandt’. Het doorslijpen van de testsamples die van een Stellite-laag voorzien

waren ging erg vlot, in enkele minuten werden ze doorgeslepen. Het doorslijpen van de samples

die een Metcoclad-legering-laag opgelegd hadden was echter quasi onbegonnen werk. De oorzaak

hiervoor was de ingebedde wolfraamcarbiden in de legering. De slijpschijf die bij Dana kon

Figuur 48: Slijpen bij Dana

89

gebruikt worden, was er een voor geharde staalsoorten, meestal worden voor dergelijke

slijpschijven siliciumcarbide gebruikt als harde componenten. Deze zijn een heel stuk harder dan

de staalsoorten die ze moeten doorslijpen maar slechts van vergelijkbare hardheid als de

wolfraamcarbiden in de nikkellegering. Er kon niet voor geopteerd worden andere slijpschijven te

gebruiken, mits deze eerst zouden moeten goedgekeurd worden inzake veiligheid.

Om een groot stuk uit te slijpen (dat nadien nog met een kleinere slijpschijf tot een kleine sample

stuk zou worden geslepen) moest tot ongeveer drie kwartier geslepen worden. Wanneer de

voedingssnelheid van het werkstuk iets te veel boven het minimum werd verhoogd, braken de

schijven meteen. Het spreekt voor zich dat dit werk één van de meest tijdrovende en frustrerende

van de masterproef was. De kleinere slijpschijf, voor kleinere diameters, geraakte iets vlotter door

de stukken (vooral dankzij de smallere schijven).

b) Inbakken testsamples

Nadat de stukken op testbare, kleine groottes waren

geslepen (ongeveer een centimeter in de lengte en

steeds een doorsnede van een cladlaag zichtbaar),

werden deze ingebakken in kunststof van standaard

diameter, om daarna gemakkelijker de volgende tests te

kunnen uitvoeren. Bij het inbakken van de stukken

wordt de te testen kant ingebakken met rood, hard,

bakeliet. De niet te testen kant wordt ingebakken met

een doorzichtige kunststof. Het poeder dat gebruikt

wordt om deze testsamples te verkrijgen, wordt samen

met het metaalsample ingevoerd in het inbakapparaat.

Na een proces van 9 minuten waarin druk, verhitting

en uiteindelijk koeling plaatsvindt, verkrijgt men

werkbare, ingebakken samples. Dit inbakken gebeurde

met een apparaat dat ter beschikking stond bij Dana.

Figuur 49: Inbakken testsample

90

c) Polieren samples

Om een vlak oppervlak te krijgen dienen de

teststukken gepolierd te worden. Hiervoor

worden ze enkele minuten op een

bevochtigd oppervlak en diamantpasta

rondgedraaid. Eerst wordt gewerkt met een

grovere pasta, partikels van zo’n 9µm,

daarna met een fijnere, zo’n 3µm. Het

polieren gebeurde volkomen automatisch

met een apparaat bij Dana.

d) Etsen samples

Het etsen van de samples gebeurt alvorens de effectieve testen worden uitgevoerd en net na het

polijsten. Het zorgt ervoor dat welbepaalde details van de microstructuur eroderen, waardoor

deze structuur zichtbaarder wordt op de microscoop. Er was geen etsmiddel voorhanden om de

opgebrachte legeringen beter te doen uitkomen, toch werd al redelijk wat duidelijk met het in het

labo aanwezige Nital, dat vooral geschikt is voor koolstofstaal.

7.1.4 Testen van de samples

Het testen van de samples gebeurde, zoals gezegd, vooral op microstructuur en hardheid. Andere

relevante zaken zoals geometrie van de cladlaag, dilution, konden eveneens vaak uit het

microscooponderzoek afgeleid worden. Op corrosie werd binnen het kader van deze masterproef

geen testen uitgevoerd.

a) Hardheidsmetingen

De hardheidsmetingen werden uitgevoerd met Vickers-hardheidsmetingstoestellen. Zowel bij

Dana als op de campus Schoonmeersen werd gewerkt met dergelijke toestellen voor deze

masterproef. Deze toestellen bestaan reeds een kleine honderd jaar en werden ontwikkeld als

eenvoudiger alternatief voor de Brinell-hardheidsmeettoestellen. Het principe is eenvoudig: een

piramide-vormige diamant (de ‘indenter’) wordt ingeduwd op het teststuk volgens een vooraf

bepaalde kracht. Nadien wordt bekeken hoe groot het ingedrukte gebied is. Hoe kleiner het

gebied, hoe harder het geteste materiaal (er was namelijk meer weerstand tegen de indruk).

Figuur 50: Polieren samples

91

Gebruikt men een grotere kracht, dan zal de indrukking ook groter zijn. De gestandaardiseerde

formule die gebruikt wordt om Vickers Hardheid (kortweg HV) te bepalen is de volgende:

𝐻𝑉 =𝐹

𝐴≈

1.8544𝐹

𝑑2

𝑚𝑒𝑡: 𝐻𝑉 = 𝐻𝑎𝑟𝑑ℎ𝑒𝑖𝑑 𝑉𝑖𝑐𝑘𝑒𝑟𝑠

𝐹 = 𝐾𝑟𝑎𝑐ℎ𝑡 (𝑁𝑒𝑤𝑡𝑜𝑛)

𝐴 = 𝑂𝑝𝑝𝑒𝑟𝑣𝑙𝑎𝑘

𝑑 = 𝑑𝑖𝑎𝑔𝑜𝑛𝑎𝑎𝑙 𝑝𝑖𝑟𝑎𝑚𝑖𝑑𝑒

Om de bruikbare SI-eenheden van Vickers om te zetten naar MPa, dient vermenigvuldigd te

worden met 9.81 (gravitatieconstante). In deze masterproef wordt enkel gewerkt met de

standaard aanduiding, zoals bijvoorbeeld 440HV (440 Hardheid Vickers). Dit is een zeer

eenvoudige en doeltreffende methode om verschillende materialen met elkaar te vergelijken.

Zoals reeds vermeld werden twee

verschillende toestellen gebruikt, elk

met hun voor- en nadelen. Zo was

het toestel dat bij Dana werd

gebruikt volledig automatisch en

computergestuurd. Er wordt eerst

een pad ingegeven waarlangs enkele

hardheidsmetingen dienden worden

uitgevoerd bij een sample.

Vervolgens worden deze indenties

computergestuurd uitgevoerd, de

hardheden worden hier automatisch

berekend door de breedte van de

induwingen. Op het sample aan de

rechterkant is duidelijk het spoor van hardheidsmetingen te zien dat uitgevoerd werd door het

automatisch hardheidstoestel bij Dana.

Figuur 51: Hardheidsmetingen op een sample (50x vergroting)

92

Het toestel dat op de campus Schoonmeersen werd gebruikt, werkt niet computergestuurd. De

gebruiker ervan kiest zelf, met behulp van de microscoop die gemonteerd is op het apparaat,

waar hij exact de hardheid wil bepalen. Daarna duwt de indenter, volgens ingegeven kracht, in op

die precieze spot. Het voordeel hierbij is dat men exact kan kiezen waar men de hardheid wil

meten. Dit was vooral interessant voor de metal matrix composite (Metcoclad 52052), waarbij de

wolfraamcarbiden ingebed zitten in

de nikkellegeringmatrix. Met dit

toestel kon ervoor gekozen worden

om specifiek die wolfraamcarbiden,

of net enkel de matrix, op hardheid te

testen. Uiteraard was dit ook mogelijk

met het toestel bij Dana, het was

slechts iets omslachtiger. Het nadeel

aan het toestel op campus

Schoonmeersen is het feit dat het een

tijdrovender proces is. Aan de

rechterkant verduidelijkt de

microscoopafbeelding het verschil

tussen een hardheidsmeting die recht

op een carbide (rechts) of op de matrix (links) is uitgevoerd. Er is meer te lezen over de

hardheidsmetingen in hoofdstuk 7.2.

Figuur 52: Verschil tussen hardheid matrix (linkse meting) en carbide (rechtse meting)

93

b) Microstructuuronderzoek

Het microstructuuronderzoek dat voor lasercladden relevant is spitst zich toe op enkele

verschillende eigenschappen die onderzocht moeten worden. Ten eerste is het belangrijk dat de

opgelegde laag zo veel mogelijk vrij is van poriën en scheuren. Daarnaast moet ook een goede

aanhechting te zien zijn tussen substraat en cladlaag. Ook de specifieke structuur van de cladlaag

kan vaak worden onderzocht. Dit was met de middelen aanwezig in het labolokaal ietwat

moeilijker, het etsen van een Stellite is niet te doen met hetzelfde etsmiddel als waarmee men

koolstofstaal etst. Er zal blijken dat de cladlaagstructuren wat minder duidelijk te onderscheiden

zijn dan de substraatstructuren. Dit komt omdat er ge-etst werd met Nital. Dankzij deze Nital zal

het wel mogelijk zijn de microstructuur van het substraat beter te onderzoeken. Enkele

elementaire delen van de legering, zoals bijvoorbeeld de wolfraamcarbiden zullen wel duidelijk

zijn op de microscoopafbeeldingen.

Het microstructuuronderzoek vertelt dus ook wat over het behandelde substraat: door de

laserstraal zal de ingekomen warmte niet enkel door het legering-poeder opgevangen worden, een

significant deel wordt opgenomen door het substraatmateriaal. Door dit proces van snelle

opwarming en afkoeling verkrijgt men veranderingen in de microstructuur. Vaak vertaalt zich dit

in een fijnere structuur, met grotere hardheid en lagere taaiheid tot gevolg. Er kan gemeten

worden hoe ver dit gebied van verhoogde hardheid loopt. Deze zone, die onder invloed van de

opgenomen warmte afkomstig van de laserstraal, een verandering van structuur ondergaat, noemt

men in de literatuur vaak de Heat Affected Zone, of kortweg HAZ (Corbin, Toyserkani, &

Khajepour, 2004). Deze zone zal ook verder in deze paper als dusdanig benoemd worden. Voor

al deze zaken omtrent het microstructuuronderzoek alsook de hardheidsmetingen wordt

verwezen naar hoofdstuk 7.2, alwaar voor beide onderwerpen besproken zal worden wat de

bevindingen zijn per legering (Stellite-soort en nikkellegering).

94

7.2 Stellite 1 & Stellite 6

Het werd reeds duidelijk gemaakt in hoofdstuk 6: er werd in het kader van deze masterproef

geëxperimenteerd met twee kobaltbasislegeringen: Stellite 1 en Stellite 6. Hier volgen nog eens de

composities van de twee verschillende poeders. De uitgebreidere uitleg omtrent de werking van

de verschillende elementen van de legering staat omschreven in hoofdstuk 6. Het is vooral van

belang op te merken dat het koolstofgehalte bij Stellite 1 veel hoger ligt, het is, in tegenstelling tot

Stellite 6, een hypereutectische legering. Dit zal leiden tot de vorming van meer carbiden. Ook

het hogere gewichtspercentage van de metalen die kunnen reageren tot carbiden leidt tot deze

conclusie.

In gewichtspercentage (%) Co Cr C Si W

Stellite 1 (S1 PTA

Durmat)

Rest 30 2.5 1.1 12

Stellite 6 (S6 PTA

Durmat)

Rest 28 1.0 1.2 4.2

Tabel 14: Compositie Stellite 1 en Stellite 6

De Stellite-familie is een legeringsgroep met een brede waaier aan kwaliteiten en mogelijkheden.

Hierbij springen vooral de corrosiebestendigheid en weerstand tegen adhesieve slijtage in het oog.

Door het aanpassen van de verschillende gewichtspercentages van de diverse elementen in de

legering kan de producent van de Stellite-legering talloze verschillende stellieten op de markt

brengen, elk met hun eigen voordeel. Meer over de toepassingen en de voordelen van Stellite 1

en 6 vindt u in hoofdstuk 7.2.4.

7.2.1 Parametervariatie

De eerste tests die werden gedaan met de lasercladopstelling waren er met Stellite. Aangezien

ervaring nog ontbrak werd ervoor gekozen om een vrij wijde waaier aan parametervariaties toe te

passen. Door deze wijde variatie achteraf op verschillende kwaliteitsvereisten te testen, werd

gepoogd een vrij algemeen beeld te verkrijgen van het gedrag van het lasercladproces, althans

voor de toepassing met Stellite 6. Het beginpunt voor de keuze van instelling van de parameters

lag in de uitgebreide literatuurstudie. Talloze werken zijn te vinden over de bepalingen van

instelparameters voor het kobaltlegeringen bij het lasercladden. Het was echter belangrijk deze

resultaten te filteren naargelang relevantie. De relevantie voor het proces bij V.A.C. Machines was

in sterke mate afhankelijk van bijvoorbeeld legeringcompositie, mogelijke vermogensdichtheden,

lasersoort, enzovoort.

95

De begininstellingen voor het proces werden bepaald met behulp van het relatief eenvoudige

schema van Steen (2003), dat reeds besproken werd in deze scriptie.

Het schema van Steen toont het werkbare gebied aan in het grijs. Eerst werd de ‘Power per spot

diameter’ bepaald. Voor de equivalente diameter van 3.2 mm voor de rechthoekige laserspot bij

V.A.C. Machines wordt verwezen naar hoofdstuk 5.4.3.a, waar meer uitleg staat. Voor de ‘power

per spot diameter’:

𝑉𝑒𝑟𝑚𝑜𝑔𝑒𝑛: 𝑃 = 3000𝑊

𝑆𝑝𝑜𝑡 𝑑𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑒𝑟 = 3.2𝑚𝑚

𝑃

𝑠𝑝𝑜𝑡 𝑑𝑖𝑎𝑚𝑒𝑡𝑒𝑟=

3000𝑊

3.2𝑚𝑚=

937𝑊

𝑚𝑚

Figuur 53: Laser cladding operating window (Steeen, 2003)

96

Volgens de linker-as-aanduiding is deze vermogensdichtheid van vrij hoge aard. Van zo’n hoge

aard zelfs dat er bij een snelheid van 6.6mm/s amper nog zou kunnen geclad worden. Echter,

door bestudering van andere studies werd duidelijk dat deze vermogensdichtheid wel courant is.

Hiervoor wordt verwezen naar hoofdstuk 5.4.2, waar de doctoraatstudie van Schneider de

vermogensdichtheden van verschillende lasercladprocessen voor kobaltlegeringen bundelt.

Rekening houdend met het feit dat aan deze vermogensdichtheid niet meer ging geraakt worden,

werd gezocht naar begininstellingen voor de poedertoevoerhoeveelheid en de loopsnelheid, de

twee andere primaire parameters.

Ook op het schema van Steen is duidelijk dat voor dergelijke vermogensdichtheden

poederdebieten van iets meer dan 0.3 gram per seconde ideaal zijn. Er werd gekozen voor een

eerste instelling van 22g/min, wat neerkomt op zo’n 0.36gram per seconde. Als laatste moest nog

de loopsnelheid worden bepaald waarmee zou worden begonnen. Het schema van Schneider

brengt per vermogensdichtheid ook de gebruikte interactietijd in rekening, per opgevolgd proces.

Vanuit deze interactietijd kan, in combinatie met de vastgelegde spotlengte van 4mm, de

loopsnelheid bepaald worden. Op het schema is duidelijk dat interactietijden van ongeveer iets

onder de 1 seconden gewenst zijn voor de vastgelegde vermogensdichtheid. Voor een spotlengte

van 4mm bekomt men met een loopsnelheid van ongeveer 5mm/s een interactietijd die aan deze

vereiste voldoet.

De eerste parameters waren aldus gekozen: een vermogensdichtheid van 93.75kW/cm², een

poedertoevoer van 22g/min en een loopsnelheid van 5mm/s. Daarna was het zaaks om de

variatiespreiding van de parameters voor de andere testen te bepalen. Volgende redenering werd

gehandhaafd:

- Het vermogen wordt constant gehouden. De vermogensdichtheid is op zijn maximum

met iets minder dan 94kW/cm². Deze werd niet verlaagd omdat deze meer dan een lage

kant dan aan de hoge kant is bij vergelijkbare processen. Voor een uitgebreidere uitleg

omtrent de vastgelegde vermogensdichtheid wordt verwezen naar het hoofdstuk 5.4.

- In hoofdstuk 5.4 is eveneens duidelijk dat voor erg veel cladlaag-eigenschappen het

volgende geldt: indien de eigenschap recht evenredig is met de poedertoevoer (Feed rate,

of F), dan is ze omgekeerd evenredig met de loopsnelheid (Speed, of S). Dit is intuïtief

vrij logisch: de gecombineerde parameter F/S bepaalt het toegevoegde poeder per

oppervlakte-eenheid. Voor een lijst met de correlaties tussen de cladlaag-eigenschappen

en de (gecombineerde) parameters wordt verwezen naar hoofdstuk 5.4.3.d, alwaar de

averechtse invloed van F en S erg duidelijk wordt.

97

- Er werd van twee zaken uitgegaan: het was gewenst om een zo wijd mogelijke waaier aan

parametervariaties en cladlaag-eigenschappen te bekomen én het was duidelijk dat de

cladlaag-eigenschappen afhankelijk waren van de gecombineerde parameter F/S, indien

het vermogen constant werd gesteld. Om deze wijde waaier te bekomen, diende F/S aan

de ene kant verlaagd te worden (grotere S, lagere F), en aan de andere kant verhoogd

(grotere F, lagere S).

Specifiek voor het Stellite 6-poeder bleven 8 samples over die deze parameterspreiding goed

doorliepen. Veel samples vielen af door procesfouten die onjuiste resultaten gaven (bijvoorbeeld:

een slecht afgestelde hoek van de nozzle, een verkeerde instelling van de laserhoogte,…). Op

deze acht samples werd een microscooponderzoek uitgevoerd en een uitgebreide

hardheidsstudie. Ze werden genummerd, aangezien dat sample nummer 1 afviel door een

procesfout lopen de benaming van Stellite6_2 tot Stellite6_10. Ook Stellite6_8 viel af. Rekening

houdend met bovenstaande redenering werd gekozen voor volgende parametervariatie, die

relevant zal zijn voor alle resultaatbesprekingen verder in dit hoofdstuk:

F/S 18g/min 22g/min 30g/min

3mm/s 2

5mm/s 5 4 3

8mm/s 6,7,9,10

Tabel 15: Snelheid- en poederdebietvariatie bij Stellite 6

Bij de nummering werd Stellite6_4 aangenomen als basis-instelling, de centrale waarde voor F/S.

Voor de instelling van 18g/min en 8mm/s valt op dat er vier samples deze parameters

meekregen. Bij deze samples werd er geëxperimenteerd met andere procesinstellingen

(draairichting, nozzle-verdraaiing,…), terwijl de primaire procesinstellingen constant werden

gehouden. De resultaten die verder besproken worden dienen geassocieerd te worden met

bovenstaande tabel inzake de relevante procesparameters, althans voor de testen met Stellite 6.

- Stellite6_7 kreeg in vergelijking met 6 een grotere spoed mee.

- Stellite6_9 kreeg in vergelijking met 7 een andere draairichting mee, down the hill-

methode wordt toegepast (zie 5.4.3.a)

- Stellite6_10 werd weer up the hill uitgevoerd

Achteraf bleek eveneens dat deze parameterkeuze een vrij goede was om een globaal beeld te

krijgen van de parameter-invloeden. Het bleek ook dat de waarden voor de centrale instelling

(sample nummer 4) goed ingeschat waren.

98

7.2.2 Microstructuur, scheuren en porositeit

Zoals reeds gezegd was het moeilijk om met de beschikbare reagentia een goed ge-etste

microstructuur onder de microscoop te verkrijgen, inzake de Stellites. Toch kon met een beetje

goede wil op enkele foto’s de microstructuur waargenomen worden. Wat voor het lasercladden

op zich een belangrijk gegeven is, is de afwezigheid van porositeit en scheuren. In de literatuur is

het moeilijk om een artikel te vinden dat het vermijden van scheurvorming niet vermeldt. Dit is

voornamelijk te wijten aan het complexe proces van lasercladden, waarbij poeders geblazen

worden op het substraat. Deze worden dan nog eens in extreem korte tijd opgewarmd en

afgekoeld, allemaal mogelijke oorzaken voor nefaste porositeit en scheurvorming. Achteraf

gezien bleek deze problematiek vooral relevant voor de nikkellegering van Metcoclad, meer

hierover in hoofdstuk 7.3.

a) Stellite6_2

Sample 2 is de sample met de hoogste poedertoevoer, gecombineerd met een erg lage

loopsnelheid. Er is een erg rommelige microstructuur te merken. Daar waar andere cladlagen een

mooi, effen cladlaagbeeld geven, zijn veel donkere mengingszones te zien, die zich richten

volgens convectiestromen.

Bovenstaande afbeelding geven blijk van deze microstructuur. De oorzaak hiervoor kan vooral

gezocht worden in de verlengde interactietijd die het stuk krijgt met de laserstraal. Deze lange

verwarmingstijd zorgt voor een sterke toename in convectiestromen, die veroorzaakt zijn door de

grote warmteverschillen. Hierdoor vindt een grote mate van vermenging plaats, wat ook te

Figuur 54: Microstructuur sample 2 (50x vergroting)

99

merken is bij de hardheidsmetingen. Alleen al op basis van de microstructuur kan deze

parameterinstelling reeds afgeschreven worden. Ook de hardheidsmetingen gaven echter

uitermate zwakke resultaten.

b) Stellite6_3

Sample nummer 3 heeft, in vergelijk met nummer 2, een stuk kortere interactietijd met de laser:

hier wordt een snelheid van 5mm/s gebruikt. Al snel is een verschil duidelijk in de kwaliteit van

de cladlaag. Het betreft hier

een vrij uniform verdeelde laag.

Op de linkafbeelding zijn de

rechte lijnen krassen, afkomstig

van minder goed uitgevoerde

poliering. Een kleine porie

onderaan is op te merken.

Op de rechterafbeelding is

duidelijk dat de cladlaag, hoewel

ze vrij mooi uniform is, nog een

tweede porie vertoont. Op zich

de vorming van 2 kleine poriën

op de laag slechts een klein

probleem. Af en toe en zijn

deze ook het gevolg van een

substraat dat niet voldoende

proper is. Er kan alvast besloten

worden dat deze laag van een

beter kwaliteit is dan die van het

tweede sample, van dergelijke

kwaliteit zelfs dat ze voldoende

kan worden geacht om in

gebruik te nemen.

Figuur 55: Microstructuur sample 3 (50x vergroting)

Figuur 56: Microstructuur sample 3 (50x vergroting)

100

c) Stellite6_4

Hoewel vorig sample al blijk gaf van goede kwaliteit, werden toch nog poriën opgemerkt. Het

schema van Steen vermeldt dit probleem bij te hoge poedertoevoerhoeveelheden. Voor sample 4

werd deze hoeveelheid van 30 naar 22g/min verlaagd. De resultaten waren, althans qua

microstructuur, voor deze sample uitmuntend, in vergelijking met andere instellingen.

Figuur 57: Microstructuur sample 4: erg goede resultaten (50x vergroting)

101

Figuur 58: Microstructuur sample 4

Op de microscoopafbeeldingen is een quasi defect-loze microstructuur te merken. Poriën zijn erg

moeilijk te vinden en minuscuul. Er is een erg goede aanhechting en sprake van een typische

Stellite-microstructuur bij lasercladden. De hardheid wordt bekomen door de fijnheid van de

structuur en de harde carbiden (donkerder op de ingezoomde afbeelding). Het vierkante zwarte

gedeelte is de indrukking afkomstig van een hardheidsmeting. Het gele gedeelte is de kobalt-

gebaseerde matrix waarin de carbiden zich bevinden.

Figuur 59: Microstructuur sample 4: kleine carbiden in matrix (800x vergroting)

µ

102

d) Stellite6_5

De vijfde sample is vrij gelijkaardig aan de vierde. Toch werd bij deze cladlaag, als enige van alle

samples overigens, een grote scheur waargenomen die zelfs tot door het substraat liep. Deze

scheur komt waarschijnlijk door de hoog opgelopen thermische spanningen. Ook is een grote

porie te merken. Dit is opvallend, aangezien nog minder poeder werd gebruikt dan bij sample 4.

Meestal is de oorzaak van poriën een te hoge poederhoeveelheid. De oorzaak van deze slechte

eigenschappen kan echter ook elders gezocht worden. Het kan een plaatselijk defect zijn dat al

aanwezig was in de as, alvorens er geclad werd, een vuiltje kon op het oppervlak liggen, … . Toch

hoeft deze scheur geen reden tot paniek te zijn, ze was de enige die te vinden was op de

honderden microstructuurfoto’s die onderzocht werden voor het Stellite 6-poeder. Het feit dat ze

doorloopt in het substraat, en niet afwijkt volgens de laaggrens, is ook een indicatie dat de fout al

reeds aanwezig was op het substraat.

Figuur 60: Microstructuur sample 5 (50x vergroting)

103

e) Samples 6,7,8 en 9

De laatste vier samples, die dezelfde primaire procesparameters hebben, worden samen

besproken. Deze hebben gemeen dat ze wat sneller lopen. Er werd gemerkt dat, wanneer de

snelheid nog meer verhoogd werd, de cladlaag niet continu te houden was. Deze samples zijn vrij

onregelmatig. Dit kan te wijten zijn aan het feit dat de nozzle geen constant poederdebiet leverde,

wat bij grotere snelheden een nog groter effect heeft. Echter, indien aan de vereiste

minimumdiameter wordt voldaan over de gehele omtrek van de opgelegde laag is deze verhoogde

variatie in hoogte geen probleem voor de nabewerking.

Over het algemeen zien de clads er, qua microstructuur althans, vrij goed uit:

Er zijn enkele kleine poriën te

vinden, maar dat is

waarschijnlijk te wijten aan het

feit dat in deze fase van het

experimenteren te weinig

aandacht werd besteed aan het

voldoende proper maken van

de assen. De grilligere

oppervlaktegrens is op zich

geen probleem, deze blijft

binnen de perken. Er kan

besloten worden dat deze

testen, althans voor de

microstructuur, kunnen

voldoen aan opgelegde

kwaliteitseisen. In het hoofdstuk over de geteste hardheden zal echter duidelijk worden dat ze op

dit vlak soms wat te kort komen.

Figuur 61: Microstructuur sample 10 (50x vergroting)

104

Waar qua microstructuur wel nog extra aandacht aan besteed kan worden voor deze vier samples,

is de cladlaag die down the hill werd geclad (zie het hoofdstuk met de procesomschrijving). Dit

was Stellite6_9, deze had met het blote oog al een vrij slechte afwerking in vergelijking met de up

the hill-methode. Ook qua microstructuur werden defecten opgemerkt: vermengde gebieden,

poriën, stukken uit de oppervlaktelaag en ongelijke verdeling van de legering waren allemaal

fouten die konden worden opgemerkt bij deze techniek:

Figuur 62: Microstructuur met hardheidsmetingen sample 9 (50x vergroting)

105

f) Conclusie microstructuur Stellite6-legering

Het is duidelijk dat testnummers 3, 4 en 5 (allen aan 5mm/s geclad) de beste resultaten geven,

althans qua microstructuur. Een goede, effen, mooi verdeelde laag werd bekomen met excellente

aanhechting. Vooral bij testsample 4 werd een voortreffelijke cladlaag opgelegd, vrij van poriën

en scheuren en met een mooie, fijne microstructuur aanwezig.

De fouten werden eerder gevonden bij de samples waarbij een hogere of lagere snelheid werd

toegepast. Bij een te lage snelheid (testsample 2) werd een erg ongelijk verdeelde microstructuur

opgemerkt, deze was van slechte kwaliteit. Bij de sneller opgelegde cladlagen werd meestal een

adequate cladlaag opgemerkt, met uitzondering van sample nummer 9, waarbij down the hill

werd geclad. Het lijkt dus interessanter, inzake een vlotter cladproces te kunnen hanteren, verder

te bouwen op deze laatste resultaten, van de sneller opgelegde lagen. Het hardheidsonderzoek

wees echter uit dat deze niet altijd even goede resultaten konden leveren als de trager opgelegde

lagen.

106

7.2.3 Hardheidsanalyse

a) Metingen

Onderstaande grafieken bundelen alle hardheidsmetingen op de Stellite-samples. Deze

hardheidsmetingen zijn uitgeschreven in Vickers-waarden, afhankelijk van hun afstand van het

oppervlak (0mm=grens tussen Stellite en buitenomgeving). Bijna al deze metingen werden

automatisch uitgevoerd met het toestel bij Dana, sommige op campus Schoonmeersen.

Figuur 63: Grafiek A en B: Hardheid in functie van afstand tot oppervlak (Stellite 6)

0

100

200

300

400

500

600

0.12 0.32 0.52 0.72 0.92 1.12 1.31 1.51 1.72 1.92 2.12 2.32 2.52

Vic

kers

Har

dh

eid

(H

V)

Afstand tot oppervlak (mm)

Stellite 6: Vickers hardheid in functie van afstand tot oppervlakGrafiek A

Stellite6_2

Stellite6_3

Stellite6_4

Stellite6_5

40HRC

0

100

200

300

400

500

600

0.08 0.27 0.47 0.67 0.88 1.08 1.28 1.48 1.68 1.88 2.09 2.28 2.50

Vic

kers

Har

dh

eid

(H

V)

Afstand tot oppervlak (mm)

Stellite 6: Vickers hardheid in functie van afstand tot oppervlakGrafiek B

Stellite6_6

Stellite6_7

Stellite6_9

Stellite6_10

40HRC

107

Enkele verduidelijkingen en bemerkingen dienen gegeven te worden bij deze

hardheidsmetingsgrafieken, waaruit bijzonder veel nuttige info kan gehaald worden. Eerst en

vooral: de samplenummering en bijhorende parameterinstelling zijn dezelfde als deze beschreven

in het microstructuuronderzoek. Voor de exacte instelling wordt hiernaar terugverwezen. Er was

een grote hoeveelheid aan gegevens: meer dan 100 hardheidsmetingen werden uitgevoerd, wat

vrij tijdrovend was. Om deze hoeveelheid aan testresultaten overzichtelijk te kunnen weergeven

werd de grafiek gesplitst in deel A en deel B: deel A bundelt de resultaten van samples 2, 3, 4 & 5.

Deze zijn de samples die aan 3mm/s (sample 2) en aan 5mm/s (sample 3, 4 en 5) werden geclad.

Deel B op zijn beurt bundelt de resultaten van de cladlagen die opgeclad zijn aan 8mm/s, met

een laag poederdebiet. Zoals reeds vermeld hebben deze laatste nog parametervariaties die niets

te maken hebben met de primaire parameters (vermogen, poeder en snelheid).

b) Cladhoogte, Heat Affected Zone en substraat

Er kan alleszins al een belangrijke indicatie op een cladgeometrie-gegeven gevonden worden: die

van de cladhoogte. Deze kan het gemakkelijkst afgemeten worden via de microscoop voor erg

exacte waarden. Door de grilligheid van cladlaag zal dit niet steeds gemakkelijk zijn. Een

eenvoudiger methode is het opmeten met een schuifmaat: na het etsen (of het oxideren na enkele

weken) wordt duidelijk het verschil in helderheid tussen de cladlaag en het staalsubstraat

duidelijk. De Stellite-laag is veel bestendiger tegen het etsmiddel en oxidatie, daardoor verliest het

haar schijn niet. Een derde methode, die geen exacte afstanden maar wel een goede indicatie van

de cladhoogte geeft, is de analyse van het hardheidsverloop. Het hardheidsverloop van het derde

sample is op volgende afbeelding geïsoleerd om dit te verduidelijken:

Figuur 64: Afleiden HAZ-, overgangs- en substraat-zone uit hardheidsmetingen

108

Bij het uitzetten van de hardheid in functie van de afstand tot het oppervlak kunnen enkele aparte

zones onderscheiden worden. De toplaag is uiteraard het puur opgelegde Stellite 6, hier wordt de

specifieke hardheid van deze legering door haar compositie en oplegmethodiek bepaald. In het

geval van deze laag merken we waarden tot 500HV. Ietwat dieper merkt men de overgang tussen

de opgelegde legering en de Heat Affected Zone. Men kan deze zone van overgang ook

aanduiden als de zone van dilution (deze blijft overal binnen de perken): daar waar er vermenging

tussen de legering en het substraat plaatsvindt. Meestal kunnen hardheidsmetingen, indien via een

lineaire weg worden uitgevoerd, niet te dicht bij elkaar genomen worden. De plaatselijke

koudvervorming van een hardheidsmeting-indentie zou immers de hardheid beïnvloeden van het

volgende meetpunt, dit zou foute resultaten geven. Dit is de reden waarom de overgang zo steil

lijkt op de grafieken: de overgangszone is te klein om exact af te bakenen met een

hardheidsmeettoestel. Na deze overgangszone komt het gebied van de Heat Affected Zone

(HAZ). Voor dit specimen ligt deze tussen 1.31 en 1.51mm van het oppervlak. Deze HAZ is

eigenlijk qua compositie gelijk aan het substraat. Het verschil ligt hem in de reactie op de warmte-

inbreng. Dicht bij het oppervlak heeft de laser nog steeds invloed op de temperatuur van het

substraat, in redelijk grote mate zelfs. Er werd reeds vermeld dat lasercladden een proces van

extreem snelle opwarming en afkoeling is. Wel, de HAZ is de zone die zo benoemd wordt omdat

deze een andere microstructuur heeft door de invloed van deze snelle afkoeling. Door deze snelle

afkoeling is de microstructuur vaak een stuk fijner (de kristallen krijgen veel minder tijd om te

groeien), dit resulteert, althans voor staal, in een hogere hardheid. Deze hogere hardheid is te

merken op de grafiek en aangeduid als HAZ. Uiteraard is het verschil in microstructuur ook te

zien, de linkerafbeelding is genomen in de HAZ, de rechterafbeelding toont het substraat, waar

duidelijk een minder fijne microstructuur aanwezig is.

Figuur 65: Verschil microstructuur tussen HAZ (links) en niet-geaffecteerd substraat (rechts) (800x vergroting)

109

Een erg belangrijk gegeven op macroschaal is de cladhoogte. Indien het werkstuk achteraf nog op

correcte diameter dient afgedraaid of geslepen te worden, moet men ervan verzekerd zijn dat aan

een minimum cladhoogte is voldaan. Anderzijds, een te hoge hoogte voor de cladlaag is uit

financieel standpunt ook niet interessant: er wordt teveel poeder verbruikt en het proces is een

stuk trager en inefficiënter. De hoogte voor de verschillende parameters kan worden afgeleid uit

grafiek A en B. Samenvattend kan gesteld worden dat het poederdebiet van grotere invloed was

op de cladhoogte dan de loopsnelheid, hoewel de loopsnelheid procentueel meer gevarieerd werd

dan het poederdebiet. Voor de cladlagen die aan 30g/min of aan 22g/min werden geclad, werd

een hoogte van ongeveer 1.4mm bekomen. De lagen die opgelegd werden aan 18g/min gaven

een hoogte van ongeveer 0.9mm. Nogmaals, het oppervlakverloop van een cladlaag kan erg

grillig zijn, afhankelijk van de stabiliteit van het proces. Deze waarden geven slechts een indicatie

en zijn niet absoluut.

Concluderend kan er gesteld worden dat cladlagen met een hoogte van ongeveer 1mm courant

zijn, afhankelijk van de grilligheid. Er werd bij de analyse ook opgemerkt dat sommige cladlagen

het hardheidsverloop vertonen dat erg eigen is aan het typische lasercladproces. Andere

(bijvoorbeeld sample 2), vertonen een heel ander verloop. Dit is echter te wijten aan de andere

oorzaken, zie hiervoor de analyses van de microstructuur.

c) Analyse grafiek A

Voor de analyse voor het eerste gedeelte van de hardheidsresultaten wordt de grafiek opnieuw

afgebeeld. Het betreft de samples 2, 3, 4 en 5:

Figuur 66: Hardheid in functie van afstand tot oppervlak bij Stellite 6, Grafiek A

0

100

200

300

400

500

600

0.12 0.32 0.52 0.72 0.92 1.12 1.31 1.51 1.72 1.92 2.12 2.32 2.52

Vic

kers

Har

dh

eid

(H

V)

Afstand tot oppervlak (mm)

Stellite 6: Vickers hardheid in functie van afstand tot oppervlakGrafiek A

Stellite6_2

Stellite6_3

Stellite6_4

Stellite6_5

40HRC

110

De groene stippellijn is de lijn die een hardheid van 40 Rockwell C aanduidt. Deze is omgerekend

naar Vickers Hardheid ongeveer 391HV. Ze is op deze grafiek vermeld omdat ze op de datasheet

van het Durmat S6-PTA poeder als te verkrijgen hardheid vermeld staat. Deze stippellijn kan dus

gezien worden als ‘doel’ dat de hardheid dient te bereiken. Door de specifieke eigenschappen van

het lasercladden, en dan vooral het snelle opwarming- en afkoelingsproces, kunnen echter

microstructuren gevormd worden met een hogere hardheid dan die van het PTA-proces. Het was

dus niet ongeoorloofd om hoger dan 40HRC, of 391 HV, te mikken voor de opgelegde legering.

Voor sample nummer 2 is al snel duidelijk dat de hardheid niet ok is. Ze ligt in de lijn van de

verwachting, nadat de microstructuur werd onderzocht. Door een overmatige vermenging komt

de hardheid, met uitzondering van één uitschieter, dicht bij de grenslaag, amper boven 300HV,

wat ondermaats is. De mogelijkheid dat de harde carbiden die zich hebben kunnen vormen naar

beneden zakken in de smelt (zoals bij het Metcoclad-poeder) kan een uitleg zijn voor deze ene

uitschieter.

Van alle samples stak nummer 3

erbovenuit qua hardheid. Aan de

toplaag werd een hardheid van net

geen 500HV aangetroffen. Deze

bleef vrij consistent: aangezien

meerdere metingen werden gedaan,

werd aangetoond dat dit geen

toevalstreffer was. Deze hardheden

tonen het effect van de snelle

afkoeling, dankzij het

lasercladproces, aan. Hoewel op de

datasheet een hardheid van 40HRC

wordt vermeld voor het PTA-proces,

werd met het lasercladproces een hardheid van net geen 50HRC bereikt. De afbeelding op de

rechterkant toont de hardheidsmetingen zoals ze zijn uitgevoerd op de cladlaag door het

automatische toestel bij Dana. De bovenste meting is de meting die het dichtst bij het oppervlak

is gebeurd.

Figuur 67: Hoge hardheden bij sample 3 (50x vergroting)

111

Aan de linkerkant worden enkele

hardheidsmetingen voor het vierde

sample getoond. Dit sample is wat

beter gepolierd en ge-etst: de

microstructuur van het Stellite is

duidelijk. Hierop is ook te merken dat

de hardheidsmetingen minder

afhankelijk zijn van de plaats waar ze

gebeuren in de microstructuur. De

harde carbiden zijn tientallen malen

kleiner dan de indenties voor de

hardheidsanalyse. Bij het Metcoclad-

poeder zijn de carbiden vaak groter

dan de indenties: dit kan resulteren in erg uiteenlopende resultaten: metingen die op een carbide

gebeuren of op de matrix. Bij het Stellite 6-poeder is dit niet het geval. Qua resultaten kan voor

sample nummer 4 gesteld worden dat deze iets minder goed zijn dan die bij sample 3 maar nog

altijd voldoende: met een gemiddelde hardheid van ongeveer 430HV in de legering komt men

ruim boven de datasheet-hardheid van 40HRC uit.

Sample 5 kenmerkt zich in twee

verschillen ten opzichte van sample 4:

enerzijds wordt globaal een iets lagere

hardheid behaald en anderzijds

verloopt de hardheidsovergang tussen

het stelliet en het substraat

geleidelijker aan. De reden hiervoor is

de volgende. Er wordt even snel

geclad, echter met minder poeder. Dit

zorgt ervoor dat de laag meer warmte-

inbreng overbrengt naar het substraat

(er is minder poeder om op te

warmen), dit zorgt ervoor dat er een

grotere vermenging plaatsvindt. De

vermenging is wel nog niet van die aard dat over de hele laag gemerkt wordt het gemengd is,

zoals bij sample 2 wel het geval is. Hardheden aan de toplaag bereiken net geen 40HRC. Op de

afbeelding is mooi te zien hoe de indenties van de hardheidsmeter steeds groter en groter worden

naarmate men meer naar het substraat gaat (richting linksonder). Dit is te wijten aan de dalende

hardheid door de grotere maat van vermenging.

Figuur 68: Hardheidsmetingen bij sample 4 (200x vergroting)

Figuur 69: Overgang hardheid van cladlaag naar substraat bij sample 5 (50x vergroting)

112

d) Analyse grafiek B

Ook grafiek B wordt opnieuw weergegeven ter bespreking. Ook hier werd, voor dezelfde reden,

de 40HRC-grens aangeduid met een groene stippellijn:

Figuur 70: Hardheid in functie van afstand tot oppervlak bij Stellite 6, Grafiek B

De hardheid die hier het meest uit het oog springt, is die van sample 9. Dit was de sample die

uitgevoerd was met de down the hill-methode. De hardheid is nog steeds niet even goed als die

van cladlaag 3, maar wel ruim boven de 40HRC qua hardheid. Macro- en microscopisch

onderzoek wezen echter teveel defecten aan om deze methode te kunnen aanraden.

0

100

200

300

400

500

600

0.08 0.27 0.47 0.67 0.88 1.08 1.28 1.48 1.68 1.88 2.09 2.28 2.50

Vic

kers

Har

dh

eid

(H

V)

Afstand tot oppervlak (mm)

Stellite 6: Vickers hardheid in functie van afstand tot oppervlakGrafiek B

Stellite6_6

Stellite6_7

Stellite6_9

Stellite6_10

40HRC

113

De samples 6 en 7 hebben, qua instelling, erg weinig verschil. Enkel de spoed van de draaibank

werd aangepast van 5 naar 6mm. Hoewel de hardheden van sample 6 ruimschoots boven de

40HRC uitkomen, blijven die van 7 daar steevast onder. De grilligheid, die ook op de

microstructuuranalyses

werd aangehaald voor de

sneller opgelegde clads,

wordt ook gemerkt bij de

hardheidsmetingen. Twee

samples die op zich

weinig met elkaar

verschillen vertonen toch

een ander

hardheidsverloop. Sample

10, gelijkaardig aan 7,

toont eveneens grote

zwaktes inzake hardheid,

deze hardheid kwam nooit

boven de 360HV.

De reden voor de mindere resultaten van de sneller opgelegde cladlagen, inzake hardheid, zijn op

verschillende gebieden te zoeken. Een oorzaak die nog niet vermeld werd in deze scriptie kon

afgeleid worden uit voorzorgsmaatregelen die Kennametal meegeeft voor het cladden van haar

Stellite-poeders. Kennametal is een grote producent van deze legeringpoeders en hoewel niet bij

deze fabrikant werd besteld, zijn de composities zo gelijkaardig dat ze wel relevant is. Kennametal

stelde dat de grote voordelen van het lasercladproces (vooral snelle stolling en afkoeling) ook

enkele nadelen kunnen hebben voor het opleggen van Stellite-lagen. Ze stelt dat de harde

carbide-fasen de tijd nodig hebben om te kunnen vormen. Een grote afkoelingssnelheid zorgt

inderdaad voor een fijnere en hardere microstructuur, maar een te korte afkoelingsperiode zorgt

ervoor dat de carbide-rijke fase te klein blijven (de carbide-vormers blijven dan in de matrix). Dit

zou een logische uitleg moeten zijn voor de lagere hardheden bij deze hoge snelheid. Uitsluitsel

hieromtrent zou kunnen gemaakt worden indien men over een spectrograaf zou beschikken.

Figuur 71: Hardheidsmetingen bij sample 10 (50x vergroting)

114

7.2.4 Stellite 1

Over de microstructuur van de opgelegde lagen Stellite 1 kan in dit hoofdstuk weinig gezegd

worden. In het eerste semester van het academiejaar waarin deze thesis werd uitgevoerd, werden

testen gedaan met het Stellite 1-poeder. Dit poeder was echter snel op. De specimen werden

getest op hardheid, maar voor het microstructuuronderzoek werd ervoor gekozen om enkel de

Stellite 6-samples te bestuderen. De reden hiervoor was dat er te weinig bruikbare samples met

het Stellite 1-poeder overbleven om een nuttige studie omtrent de invloed van de parameters op

de microstructuur te doen. Er welden wel veelzeggende metingen omtrent de hardheden van

deze samples gedaan. Hiervan een overzicht met tien metingen:

Meting# HV HRC

1 760 62.7

2 880 66.4

3 780 63.4

4 750 62.3

5 722 61.1

6 750 62.3

7 728 61.5

8 760 62.7

9 720 61.1

10 716 60.8

Tabel 16: Hardheidsmetingen op Stellite 1-sample in HV en HRC

De datasheet van het Stellite 1-poeder vermeldt een hardheid van 55HRC, indien opgelegd met

PTA-techniek. Hoewel slechts tien metingen zijn gebeurd op de verschillende cladlagen kan

gesteld worden dat een minimumhardheid van 60HRC haalbaar is voor Stellite 1. De gebruikte

parameterinstellingen waren gelijkaardig aan die van het Stellite 6 poeder. Hoewel deze

hardheden al veelbelovend zijn voor de mogelijkheden, is verder onderzoek naar microstructuur

bij de opgelegde lagen van Stellite 1 nog nodig.

115

7.2.5 Toepassingen van Stellite 1 en 6

Stellite is in de metaalbewerkingsindustrie een groot succes geworden. En van al de verschillende

soorten Stellite is Stellite 6 veruit de meest gebruikte. Stellite 6 wordt aanzien als een erg goede

all-round-legering. Het biedt een degelijke bescherming tegen slijtage en corrosie en dat tegen een

redelijke prijs en tot een hoge temperatuur.

De producenten van Stellite gaan er prat op dat Stellite één van de meest veelzijdige

legeringsfamilies ter wereld is: door te spelen in het gewichtsaandeel van de verschillende

elementen zouden legeringen ‘op maat van hun toepassing’ kunnen gemaakt worden (Deloro

Stellite, 2014). Stellite 1 en Stellite 6 zijn legeringen met gelijkaardige toepassingen in de industrie

maar met toch een vrij groot verschil in samenstelling. Stellite 6 is een hypo-eutectische legering,

Stellite 1 een hyper-eutectische. Over de vele andere Stellite-legeringsmogelijkheden wordt in

deze thesis niet verder ingegaan. Deze paragraaf beluidt echter wel het belang en de

mogelijkheden van de twee gebruikte soorten.

Qua weerstand tegen abrasieve slijtage is Stellite 6 niet de primus der legeringen. Het heeft zelfs

een iets slechtere weerstand tegen deze vorm van slijtage dan roestvast staal. De oorzaak hiervan

zijn de harde, puntige carbiden, die tot harde brosse breuken leiden bij slijtage, waardoor grotere

stukken legering meegesleurd worden. Roestvast staal daarentegen is meer in staat plastisch te

vervormen. Waar Stellite 6 wel in uitblinkt is de weerstand tegen adhesieve slijtage. Er is een erg

lage wrijvingscoëfficiënt tussen verschillende deklagen Stellite, wat zorgt voor een minimale

weerstand en slijtage bij glijdende oppervlaktes. Ter vergelijking: de weerstand tegen adhesieve

slijtage is tot 3 orden hoger bij Stellite dan bij roestvast staal. Dit maakt Stellite zeker geschikt

voor het gebruik bij lagers, die ook een harde laag vereisen. Ook bij V.A.C. Machines werd de

mogelijkheid getest om Stellite toe te passen op de journal crosses, die onderdelen zijn van lagers

voor cardanassen.

Buiten de mogelijkheid tot het gebruik van Stellite 6 voor het vervaardigen van assen voor lagers,

zijn er nog talloze toepassingen op te merken in de industrie. Zo zijn er veel applicaties die

gebruik maken van de weerstand tegen hoge temperatuur dat de Stellite-poeders bezitten:

klepzittingen, gasturbine-onderdelen,… . Andere toepassingen richten zich dan vooral op het feit

dat Stellite ook gewoon een erg harde coating kan geven: verschillende assen, machineonderdelen

en andere voorwerpen krijgen een Stellite-deklaag mee om hun levensduur te verlengen. Buiten

de mogelijkheid om een harde coating te geven, is de grote corrosiebestendigheid ook een

pluspunt. Al deze voordelen, en vooral dan nog de unieke combinatie van al deze voordelen in

één enkele legeringen maakten de Stellite 6-legering zo’n commercieel succes. Er zijn nog andere

mogelijkheden van toepassingen, zoals bijvoorbeeld in de medische wereld (artificiële heup-

implantaten, bot-vervanging,…), of de metaalbewerking-industrie (snijmiddelen).

116

Over het algemeen kan gesteld worden dat Stellite 1

voor ongeveer dezelfde toepassingen inzetbaar is als

Stellite 6. Er blijkt echter reeds uit de compositie van

de legering dat Stellite 1 een grotere hoeveelheid aan

carbiden zal bezitten. Dit zorgt ervoor dat de legering

een stuk harder is. Ter vergelijking: op de datasheet van

Stellite 6 wordt een hardheid van 40HRC (Hardheid

Rockwell C) meegegeven, op de datasheet van Stellite 1

staat een hardheid tot 55 HRC (Hardheid Rockwell C)

vermeld. Belangrijk is hier dat het lasercladproces, dat

garant staat voor een erg snelle opwarming en

afkoeling, nog hogere hardheden kan bereiken dan

deze vermeld op de datasheets. Dit bleek ook uit de

analyses in vorig hoofdstuk beschreven. De datasheets

gaan vaak uit van tragere afkoelingsprocessen. Hierbij

moet echter nog een belangrijke bedenking worden

gemaakt. De Stellites, en in het bijzonder de hyper-

eutectische legering Stellite 1, dat veel carbiden zou

moeten creëren, hebben wel tijd nodig voor de

vorming van hun harde carbiden. Te snelle stolling

brengt vaak kleine carbiden met zich mee (Delloro, 2007). Op de afbeelding rechts is bovenaan

Stellite 6 te zien, met een lagere hoeveelheid carbiden, en onderaan Stellite 1, waar de grote

hoeveelheid carbiden duidelijk is. Door deze grotere concentratie aan harde, brosse carbiden is

Stellite 1 gevoeliger voor scheuren dan Stellite 6, dat taaier is. Stellite 1 wordt dus voor dezelfde

toepassingen als Stellite 6 gebruikt, echter daar waar de vereiste hardheid nog hoger ligt. Een

voorbeeld hiervan is de harding van tandwielen. Bij het harden met Stellite 1 moet wel in het

achterhoofd gehouden worden dat het bewerken van oppervlaktes die gehard zijn met de legering

erg moeizaam kan verlopen. Vaak zal het niet meer mogelijk zijn de stukken af te draaien en zal

er moeten geslepen worden. Dit brengt een extra productiekost met zich mee. Ook ligt de

kostprijs van Stellite 1 een stuk hoger: per kilo poeder werd zo’n 66 euro betaald. Voor zijn

minder harde grote broer, Stellite 6, ligt de kostprijs op zo’n 35 euro per kilo bij dezelfde

leverancier.

Figuur 72: Carbidevorming bij Stellite 6 (bovenaan) en Stellite 1 (onderaan) (Delloro, 2012)

117

7.2.6 Conclusies Stellite-poeders

Het proces dat de toepasmogelijkheid van de Stellite-legering onderzocht voor de laserclad-

opstelling bij V.A.C. Machines was erg leerzaam en enkele belangrijke besluiten werden hieruit

genomen. Heel veel van die besluiten zijn terug te vinden in deze scriptie. Hierop volgt een erg

beknopte oplijsting van de voornaamste conclusies:

- Het toepassingsgebied van Stellite is erg groot. Het is van grote industriële waarde en was

een interessante legering om te onderzoeken. Dit blijkt uit hoofdstuk 7.2.4.

- De processnelheid moet in het oog gehouden worden. Voor de gebruikte

vermogensdichtheid van net geen 94kW/cm² werden de beste resultaten behaald met een

loopsnelheid van 5mm/s. Te lage loopsnelheden geven een overmatige vermenging met

een laagwaardige microstructuur tot gevolg

- Ook het poederdebiet is van belang. Een grote verhoging van poeder (sample 3 in

vergelijking met sample 4), geeft niet altijd een even grote verhoging van de cladlaag tot

gevolg en is dus niet steeds interessant. Een te laag poederdebiet zal zich uiteraard uiten

in discontinue cladlagen.

- Ook de hardheden zijn afhankelijk van deze parameters. De samples met een hogere

snelheid gaven op het eerste zicht namelijk vaak blijk van een goede microstructuur.

Hardheidsonderzoek wees echter een onvoldoende groei van carbiden aan: de

hardheidsresultaten lagen een stuk onder de trager opgelegde samples. Sample 5, dat ook

wat trager opgelegd werd, had ook een minder goede hardheid. Dit is waarschijnlijk

eveneens te wijten aan het gebrek aan tijd voor carbidenvorming.

- Het is nog niet vermeld in de analyses bij de Stellite-testresultaten maar verwacht wordt

dat, mits voorverwarming van het substraat, grotere snelheden met grotere efficiëntie

kunnen worden bereikt. Hiervoor wordt verwezen naar het gedeelte dat de testresultaten

van het Metcoclad-poeder bespreekt

- De beste resultaten werden behaald met sample 3 en 4. Deze blonken uit in zowél

hardheid als microstructuur. Sample 3 had een iets hogere hardheid dan 4. Het nadeel van

sample 3 was echter dat geen substantieel hogere cladhoogte werd bereikt, hoewel meer

poeder werd toegevoegd. Deze conclusie komt vaak terug in artikels over

lasercladparameters. Ze is ook terug te vinden in de correlaties opgesteld door studies

reeds besproken in deze scriptie (de Oliveira, Ocelik, & De Hosson, 2005). Er kan dus

besloten worden dat, dankzij een goede microstructuur, hardheid én poederefficiëntie kan

gekozen worden voor de instellingen van sample 4 voor het opcladden van Stellite 6:

5mm/s voedingssnelheid en 22g/min poederdebiet (voor het maximum aan

laservermogen). Indien er wordt voorverwarmd zullen de beste parameters opschuiven

naar hoge poedertoevoer en hogere processnelheden.

118

7.3 Metcoclad 52052

De hoogwaardige nikkellegering, gemengd met de wolfraamcarbiden, waarmee aan de slag werd

gegaan, was van een totaal andere soort dan het Stellite. Voor een uitgebreide omschrijving

omtrent deze veelzijdige legering wordt verwezen naar hoofdstuk 6.4.4. Enkele zaken zijn van

belang bij het cladden van deze soort legering.

Zoals reeds gezegd in hoofdstuk 6.4.4 kan de nikkellegeringsmatrix gezien worden als een soort

van taaie ‘binder’ voor de hardere wolfraamcarbiden. Het moet echter gezegd worden dat ook

deze ‘binder’ van hoge hardheid is. De resultaten in dit hoofdstuk wijzen uit dat de matrix in staat

is hogere hardheden te behalen dan het Stellite 6-poeder dat opgeclad werd. Nochtans zijn de

ingebedde wolfraamcarbiden van het grootste belang bij de slijtage-testen. Onderzoeken wezen

uit dat een toevoeging van enkele tientallen gewichtsprocenten aan carbiden er al voor kunnen

zorgen dat het massaverlies tot een tiende kan herleid worden bij slijtagetesten (Álvarez, Amado,

& Yáñez, 2006). De vergelijking met composieten bij kunststoffen, waar harde vezels

(bijvoorbeeld glas of koolstof) ingebed worden in een ductielere kunststofmatrix is snel gemaakt,

het idee is hetzelfde. De bedoeling is dat de taaie matrix in staat is de schokken op te vangen die

een brosse (maar hardere) legering zou doen kraken. De harde partikels zijn dan weer veel

bestendiger tegen slijtage dan de matrix, zij zorgen ervoor dat het materiaal dat de matrix zou

kunnen afbreken, nu zelf afbreekt bij het in contact komen met de enorm harde carbiden.

Voor de duidelijkheid wordt nogmaals vermeld dat de Stellite-legering in se eigenlijk ook een

Metal Matrix Composite is met carbiden ingebed in een taaiere matrix, tenzij men het chroom

meerekent als essentiële matrixcomponent (Stellite bevindt zich wat in de grijze zone). Deze

carbiden waren op de microstructuur-afbeeldingen zichtbaar. Bij het Metcoclad-poeder echter

zitten de carbiden reeds vermengd in het poeder als sferische harde partikels, in tegenstelling tot

het Stellite, waar de carbiden zich bij het stollen vormen. Bij het Metcoclad-poeder zullen de

carbiden zelfs smelten bij een langere blootstelling aan hogere temperatuur. Er is te merken dat

de carbiden bij het Metcoclad-poeder, indien de parameters juist zijn ingesteld, ook vele malen

groter zijn dan de kleine carbidevorming die bij Stellite-6 te merken was. Dit omdat de carbiden

al van bij het poeder aanwezig waren als vrij grote partikels.

119

7.3.2 Ni-Cr-B-Si-matrix met wolfraamcarbiden: voornaamste

aandachtspunten

In de literatuur is een grote hoeveelheid aan artikels te vinden die het lasercladden van MMC’s

met wolfraamcarbiden beschrijven. Veel van deze artikels zijn niet honderd procent relevant voor

de opstelling bij V.A.C. Machines, om dezelfde redenen die eerder aangehaald werd omtrent

laserclad-artikels in het algemeen. Enkele zaken komen echter steeds terug wanneer men het

opcladden van Ni-Cr-B-Si-matrix met ingebedde wolfraamcarbiden. De belangrijkste worden in

dit hoofdstuk aangehaald. Uiteraard moet nog steeds met de aandachtspunten voor het

lasercladden in het algemeen worden rekening gehouden, dit bemoeilijkt het proces aanzienlijk.

Eerst wordt nogmaals de compositie van de legering gegeven. Zoals reeds vermeld bestaat het

poeder uit 40% nikkellegeringmatrix en 60% toegevoegde wolfraamcarbiden. De poeders zijn elk

op zich afzonderlijk te verkrijgen bij Sulzer, waardoor de gebruiker zelf de procentuele

hoeveelheid carbiden kan bepalen.

De wolfraamcarbiden hebben wel een hogere dichtheid dan de matrix. Terwijl de matrix een

dichtheid tussen 6.5 en 9.5 g/cm³ heeft, zal een gemiddelde carbide een dichtheid van bijna

15g/cm³ hebben. Op 100 gram legering kan het volumetrisch percentage (bij benadering, de

carbiden zullen ook smelten) berekend worden. Dit volumetrisch percentage zal van belang zijn

voor de visuele analyse van de microstructuur (er werd een gemiddelde densiteit van 8g/cm³ voor

de matrix gekozen):

60𝑔

𝜌𝑐𝑎𝑟𝑏𝑖𝑑𝑒=

60𝑔

15𝑔𝑐𝑚3

= 4𝑐𝑚3

40𝑔

𝜌𝑚𝑎𝑡𝑟𝑖𝑥=

40𝑔

8𝑔𝑐𝑚3

= 5𝑐𝑚3

Gewichtspercentage (%) Ni Cr C Si B Fe W

Metallische matrix van

Metcoclad52052

Rest 8 0.3 3.5 1 /

Toegevoegde

wolfraamcarbiden

3.8 Rest

Tabel 17: Compositie metallische matrix en wolfraamcarbiden Metcoclad52052

120

Er blijkt dat het volumetrisch percentage dichter bij de 50/50-verdeling aanleunt. Verschillende

aspecten dienen echter in rekening gebracht te worden: de verschillende mate van plasmavorming

bij de twee componenten, het smelten van de carbiden, … . Een exacte analyse op volumetrisch

percentage aan carbiden is moeilijk te maken, maar het zal zaaks zijn deze proberen hoog te

houden.

a) Behouden van carbiden

De voornaamste zorg bij het gebruiken van dergelijk MMC bij het lasercladden is het behouden

van de hoeveelheden carbiden in het eindproduct. Wanneer de temperatuur te lang te hoog blijft

zullen de wolfraamcarbiden smelten en oplossen in de matrix. Dit is uiteraard te vermijden: in het

eindproduct zullen uiteraard ook harde wolfraamcarbiden zitten, maar het merendeel van het

wolfraam zal opgelost zijn in andere samenstellingen van de microstructuur (voornamelijk in de

matrixstructuur). Het toevoegen van grote wolfraamcarbiden in het poeder schiet zo z’n doel

voorbij: de carbiden zullen erg klein zijn (afhankelijk van verschillende parameters maar

vergelijkbaar met de carbiden bij het Stellite-poeder) en een erg geringe invloed hebben op de

slijtageweerstand.

Een belangrijk fysisch verschilpunt zal dan ook het smeltpunt van de twee poederdelen zijn. Het

smeltpunt van de nikkelmatrix is uiteraard afhankelijk van haar samenstelling, voor het

Metcoclad-poeder wordt een smeltpunt van 1100°C vermeld. Wolfraamcarbiden hebben een veel

hoger smeltpunt: zo’n 2870°C. Dit verschil is belangrijk, indien wolfraamcarbiden eerder zouden

smelten dan de nikkelmatrix zou de oplossing ervan onvermijdbaar zijn. Door de grote energie-

inbreng zullen kortstondige temperaturen ver boven het smeltpunt van wolfraamcarbide bij het

lasercladden deel van het proces zijn. Een uitermate belangrijk aandachtspunt bij het cladden van

dergelijke legering zal dus de specifieke ingebrachte energie zijn. Wanneer het laservermogen te

hoog, of de loopsnelheid te laag is, wordt zoveel warmte opgewekt dat de carbiden volledig

kunnen smelten en oplossen in de matrix. Dit verschijnsel werd opgemerkt bij sommige

parameters waar door een te lage cladsnelheid teveel energie werd ingebracht.

Aan de andere kant, een overcompensatie door het te snel cladden zal mogelijks nog slechtere

gevolgen hebben. Er werd reeds gemeld dat te snel opgelegde cladlagen scheuren en

discontinuïteiten kenden, bij MMC’s als het Metcoclad-poeder komt daar nog een probleem bij.

Wanneer er te weinig energie wordt ingebracht kan het voorkomen dat de oppervlaktelaag van de

carbiden veel te weinig smelt. Dit zorgt ervoor dat ze totaal niet aangehecht zijn aan de

nikkellegering-matrix, de partikels zitten als het ware los in de taaie matrix, bij slijtage-moment

zouden ze er gewoon uitbreken.

121

b) Positie van carbiden

Het behoud van de carbiden is uiteraard een hoofdzaak, maar de positie van deze carbiden in de

cladlaag zal eveneens van groot belang zijn. De carbiden zijn het sterkste wapen tegen slijtage.

Het is dan ook van belang dat ze zich bevinden daar waar de slijtage zich zal manifesteren: aan de

toplaag van de legering. De fysische eigenschappen van de wolfraamcarbide werken deze

positionering echter tegen. De dichtheid van een niet gesmolten carbide is immers een stuk hoger

dan dat van de gesmolten matrix. Dit betekent dat ze, wanneer ze zich te lang in de smelt

bevinden, zullen zinken in de matrix, tot aan de scheiding met het substraat.

Dit zinken heeft enkele nadelen tot gevolg. In een ideaal scenario zullen de wolfraamcarbiden

homogeen verdeeld zijn over de coating. Indien ze dan toch een voorkeursplaats dienen in te

nemen zou dit dan nog meer aan het oppervlak van de cladlaag zijn, in plaats van het

scheidingsoppervlak van legering en substraat. Het eerste nadeel werd al besproken: de carbiden

zitten niet waar ze het meest nodig zijn: aan de toplaag vindt de slijtage plaats. Het tweede nadeel

is er een die inwerking heeft op de structuur. Dit wordt vermeld in puntje c, het percentage

carbiden heeft een rechtstreeks verband met de totale brosheid van de legering. Indien de

carbiden zinken tot de bodem van de cladlaag zal het plaatselijk percentage aan carbiden hier

gevoelig stijgen, wat een significant grotere brosheid zal veroorzaken, met een grotere kans op

scheuren tot gevolg. Dit scheuren bij de interface tussen cladlaag en substraat kan vertaald

worden naar een slechte aanhechting, de cladlaag kan gewoon loskomen. Een scheurtje bovenaan

de laag is van minder gevaar.

Figuur 73: Zinken van carbiden bij teveel energie-inbreng

122

Vorige afbeelding toont een voorbeeld van het overmatig zinken van de wolfraamcarbiden

wanneer de smelt te lang in stand wordt gehouden (substraat bevindt zich uiterst links), deze

komt uit eigen analyse. De convectiestromen die de carbiden bij grote hitte in de smeltpoel naar

boven duwen kunnen de zinkkrachten niet overwinnen.

c) Percentage carbiden, scheuren, poriën en aanhechting

Een derde belangrijk aandachtspunt voor het poeder is uiteraard de hoeveelheid toegevoegde

carbiden. Zoals reeds gezegd gaat de extreme hardheid van de wolfraamcarbiden gepaard met een

erg hoge brosheid. Het neigen naar scheuren van de legering zal dus ook stijgen naarmate het

percentage harde wolfraamcarbiden stijgt. De keuze om direct te beginnen lasercladden met een

poeder met 60% carbiden was achteraf gezien alvast een minder goede. Verschillende artikels

vermelden diverse maximumpercentages voor wolfraamcarbiden waarbij een porie- en

scheurvrije cladlaag praktisch mogelijk is. Deze maximumpercentages die vermeld worden in de

literatuur belopen vaak 40 tot 50 % (Álvarez, Amado, & Yáñez, 2006), bij deze percentages is

voorverwarming meestal een must en is een erg nauwe parameterinstelling-mogelijkheid het

gevolg.

Er kon dus al vrij snel geconcludeerd worden dat een perfect porie- en scheurvrije cladlaag met

het Metcoclad-poeder een utopie zou zijn. In een flyer van Sulzer waarin het Metcoclad-poeder

gepubliceerd staat, staat ook de volgende zin te lezen: ‘This combination can be applied to many

substrates with minimal porosity and cracking’ (Sulzer, 2013). Door de fabrikant wordt dus reeds

zelf aangegeven dat scheurvorming niet compleet te vermijden valt. Er zijn hier echter

verschillende gradaties in. Afhankelijke van het type toepassing zijn scheuren en poriën in

sommige gevallen aanvaardbaar. De toepassingen waarvoor deze legering kan dienen,

bijvoorbeeld de mijnbouw, eisen niet altijd een compleet dense microstructuur. Wel is uiteraard

een goede aanhechting vereist. Zonder een goede aanhechting zou de cladlaag volledig kunnen

loskomen, scheuren die dwars op de overgang tussen substraat en legering staan, zijn van minder

gevaar, vooral in situaties waar corrosiebestendigheid een mindere rol speelt. Ook deze slechte

aanhechting is bij sommige resultaten teruggevonden.

Ook de hoeveelheid poriën staan in verband met het gewichtspercentage aan carbiden: meer

carbiden zorgt voor viskeuzere smelt, waardoor ingesloten gasbellen moeilijker kunnen

ontsnappen. Dit fenomeen wordt in verschillende gespecialiseerde artikels vermeld en werd ook

opgemerkt in de resultaatanalyse van de zelf gedane testen. Naast de invloed dat het percentage

carbiden op de porie-vorming heeft, blijft ook het principe van porievorming bij te hoge

poederdebieten, omschreven in de grafiek van Steen van kracht.

123

7.3.2 Parametervariatie

Voor de parametervariatie werd begonnen vanuit de berenedering die ook in hoofdstuk 7.2.1

voor het Stellite beschreven staat. De eerste clads werden gedaan met parameter-instellingen die

ruwweg overgenomen werd uit de bevindingen die bij het Stellite-poeder werden gedaan. Al snel

bleek dat de conclusies die voor het Stellite-poeder werden gemaakt, niet voor de nikkellegering

met ingebedde carbiden opging. Vorig hoofdstuk somt de voornaamste aandachtspunten op

waarbij in het geval van deze legering rekening dient gehouden te worden. Het voornaamste dat

hieruit onthouden dient te worden is dat de vermogensinbreng een stuk kleiner zal moeten zijn

en dit voor drie redenen: ten eerste zorgen grote temperatuurgradiënten voor grotere uitzet- en

inkrimpspanningen, met scheuren tot gevolg. Ten tweede zorgt een te hoge energie-inbreng voor

het smelten van de carbiden. Ten derde is er het probleem van het zinken van de

wolfraamcarbide-partikels bij het lang in stand houden van de smeltpoel.

Uit hoofdstuk 7.2 kon voor de Stellite-legering besloten worden dat sample 3 en 4 erg goede

eigenschappen hadden, zowel qua microstructuur en hardheid. De loopsnelheid die bij beide

samples toegepast werd was 5mm/s op het oppervlak van de as. Het toegevoegde poeder per

minuut bedroeg respectievelijk 30g en 22g. Deze twee waarden werden als basis genomen voor

de eerste twee samples die geclad werden met het nikkellegeringpoeder. Er werd uiteraard in het

achterhoofd gehouden dat voor het Metcoclad-poeder er een lagere specifiek ingebrachte

energiehoeveelheid dient te zijn. Dit kan op twee manieren gedaan worden: een

vermogensverlaging of een snelheidsverhoging. De eerste methode werd slechts als eenmalige

test toegepast, aangezien de vermogensdichtheid van de opstelling bij V.A.C. Machines al redelijk

laag lag. De tweede methode werd gekozen om de energie-inbreng per oppervlak te verlagen. De

snelheid van 5mm/s, ideaal voor het Stellite-poeder, werd als absolute minimum genomen,

cladlagen werden uiteindelijk opgelegd met dubbele snelheid. Daar een grotere hoeveelheid

poeder ook zorgen voor een lagere totale temperatuur werd ook de poederhoeveelheid verhoogd.

Aangezien het een hele tijd duurt alvorens een stuk uit een Metcoclad-legering kon geslepen

worden (zie 7.1.3), werden 10 samples uitgekozen met uiteenlopende parameters om een wijd

beeld te verkrijgen op de invloed op de microstructuur. Volgende tabel vermeldt de parameters

voor deze 10 samples. Meteen werd tussen haakjes de hoogte van de cladlaag vermeld:

F/S 22g/min 32g/min 40g/min 60g/min

5mm/s M1 M2, M5

8mm/s M6, M7,M8, M9

10mm/s M3, M4 M10

Tabel 18: Instellingen snelheid en poederdebiet bij Metcoclad-samples. Groen: lager vermogen. Rood: met voorverwarming

124

Deze parametervariatie heeft enige duiding nodig. De reden voor de verhoging van het

poederdebiet en snelheid werd reeds uitgelegd. Om verwarring in de scriptie vermijden met de

Stellite-poeders krijgen de Metcocladpoeders de letter ‘M’ mee. De in de tabel met rood

aangeduide samples zijn de samples die voorverwarmd werden, dit wordt later verduidelijkt. M7

is in het groen aangeduid, deze sample werd als enige met een lager vermogen opgelegd. Voor de

microstructuur worden de samples per groep besproken. M1, M2 en M5 zijn de samples met

hoge energie-inbreng en worden eerst besproken. M6, M7, M8 en M9 kregen allemaal dezelfde

parameter mee, deze worden samen besproken omdat ze andere parameters dan snelheid en

poederdebiet onderzochten: vermogen en voorverwarming, terwijl de snelheid en poederdebiet

constant bleven. Zodoende konden de onderzochte parameters geïsoleerd worden. M3 en M4

hadden een hogere snelheid, net als M10, dat voorverwarmd werd. M1 tot en met M4 werden

onderzocht met microscopen bij Dana, de overige met het toestel op campus Schoonmeersen.

7.3.3 Microstructuur, scheuren en poriën

In dit hoofdstuk worden de samples per groep besproken qua microstructuur, scheur- en

porievorming. Er wordt uiteraard op dezelfde zaken gelet als bij het Stellite-poeder maar bij de

Metcoclad-legering komen daar nog eens de aandachtspunten uit hoofdstuk 7.3.2 bij. Voor de

specifieke eigenschappen van de microstructuur wordt verwezen naar hoofdstuk 6.4.4, waar

onder meer de grote complexiteit en de ‘self fluxing agents’, Si en B, aan bod komen. Een

honderdtal microscoopafbeeldingen werden opgeslagen, de meest relevante worden in dit

hoofdstuk getoond.

a) Sampes M1, M2 en M5

Deze samples werden gekenmerkt

door een hoge energie-inbreng, de

loopsnelheid was laag. De assumptie

werd aangenomen dat de snelheden

die voor het Stellite-poeder goede

resultaten gaven, te laag zullen zijn

voor goede lagen bij de MMC. Deze

veronderstelling werd bevestigd.

Onderstaande afbeelding is een

microstructuurafbeelding van sample

M1. De grote scheuren zijn alvast

duidelijk. Wat nog bij de scheuren

bijkwam is de slechte aanhechting met

het substraat, eveneens aangeduid op

de afbeelding. Ook is te merken dat

Figuur 74: Microstructuur M1: slechte aanhechting en scheuren (50x vergroting)

125

over de totale lengte van de cladlaag erg weinig wolfraamcarbide-partikels te vinden zijn. Normaal

gezien maken deze ongeveer (iets minder dan) de helft uit van het volume van de cladlaag. Op

onderstaande afbeelding is dit duidelijk niet het geval. Slechts een klein deel van de carbiden, die

overigens duidelijk zijn door hun ronde structuur, en lichter dan de rest van de legering (poriën

zullen zwart zijn) blijft nog over. De rest van de carbiden is gesmolten. Al deze zaken wijzen op

één grote oorzaak: naar verwachting was de energie-inbreng te hoog.

De linkerafbeelding die hierboven staat toont de microstructuur van M2, de rechter van M5,

beide werden met dezelfde parameters opgelegd. Voor de duidelijkheid, bij M2 ligt de toplaag aan

de linkerkant, bij M5 wordt de slechte aanhechting tussen substraat en legering aangetoond. M5

werd onderzocht met het toestel op campus Schoonmeersen, vandaar de andere kleur. Hierbij

werd, in opzicht van M1, het poederdebiet aangepast: in plaats van 22g/min werd nu 32g/min

opgespoten. De conclusies blijven echter hetzelfde, door de trage snelheid blijft de smelt te lang

bestaan, de warmte-inbreng is zo hoog dat de carbiden smelten. Enkele verschillen met M1 zijn

wel duidelijk: zo zijn er wel wat meer carbiden overgebleven. Deze zijn echter wel naar de bodem

gezakt. Dit zinken van carbiden is eveneens een fenomeen dat zich voordoet bij te lange

vermogensinbreng.Er werd aldus besloten dat de parameterinstellingen onvoldoende waren voor

het opleggen van een aanvaardbare cladlaag. Het betreft hier immers een hoogwaardige legering

waar een goede aanhechting aanwezig dient te zijn. Een extra opvallend feit dat opgemerkt werd

was het kleine verschil in cladhoogte. Hoewel het poederdebiet bij M2 en M5 bij 50% hoger lag

dan bij M1 werd slechts een miniem verschil in gemiddelde cladhoogte gemeten, M1 was 1.3mm

dik, M2 1.4mm.

Figuur 75: Microstructuur sample M2 (links,50x vergroting)) en M5 (rechts, 100x vergroting)

126

b) Samples M6, M7, M8 en M9

Bij deze vier samples werd de snelheid substantieel verhoogd: in plaats van 5mm/s bewoog het

oppervlak aan 8mm/s ten opzichte van de laserspot. Er werd steeds 32g/m poeder geblazen.

Deze groep van samples wordt samen besproken omdat andere parametervariatie geïsoleerd en

onderzocht wordt. Voor M7 werd geclad met een lager vermogen. Het vermogen van 2300W

geeft voor dezelfde spot van 32mm², 72W/mm² in plaats van bijna 94W/mm² voor het steeds

toegepaste maximum van 3000W. M8 en M9 werden beide voorverwarmd. Het principe van

voorverwarmen werd reeds uitgelegd in de scriptie. Voor M8 werd het substraat voorverwarmd

tot 300°C, voor M9 tot ongeveer 400°C. M6 werd op de traditionele manier opgeclad, met

maximaal vermogen en koud substraat.

Onderstaande afbeelding toont M6, dat als vergelijking zal dienen voor de drie andere samples.

Door transport werd het polierproces wat tenietgedaan. Met wat goede wil zijn wel nog steeds de

carbiden duidelijk. Het meest opvallende in deze afbeelding is uiteraard de brede scheur. Deze

scheur is op zich al te vermijden, maar nog erger is dat deze horizontaal, volgens het oppervlak

van het substraat doorloopt. Dit is op de afbeelding vooral zichtbaar aan de rechterkant. Deze

slechte aanhechting is onaanvaardbaar voor een cladlaag. Er zijn al meer carbiden te vinden in de

laag dan bij M2 of M5.

Figuur 76: Microstructuur M6 (50x vergroting)

127

M7 is de laag die met een

lager vermogen werd

opgelegd. Rechtsonder deze

pagina wordt de

microstructuur afgebeeld.

Hier werd een probleem

ontdekt dat bij geen enkel

ander sample werd

teruggevonden. Een groot

deel uit de cladlaag was eruit

gebroken. De reden hiervoor

is terug te vinden in het

hoofdstuk waar de

parameterinvloeden worden

besproken. Een te lage

vermogensdichtheid zal

zorgen voor een discontinue

clad. Ook hier, met een vrij laag vermogen wordt de clad op een bepaald moment in hoogte

gehalveerd. Er kan ook bij deze parameterinstelling al vrij vlug besloten worden dat ze

onvoldoende kwaliteit kan bieden. Een pluspunt dat deze instelling wel kan bieden is de duidelijk

grotere aanwezigheid van de carbiden in de laag. Door het lager vermogen is de warmte-inbreng

een stuk kleiner, waardoor deze minder smelten. Er kan aldus besloten worden om het vermogen

terug op 3kW te plaatsen en voor nog hogere snelheden te kiezen.

M8, dat hier rechts wordt afgebeeld, is het sample

dat voorverwarmd werd tot 300°C. Nog steeds is

een vrij brede scheur te merken die volgens de

looprichting loopt. Ook deze microstructuur dient

vergeleken te worden met M6, en niet met M7.

Opvallend in deze vergelijking is dat de scheuren

zich nooit op het substraat bevinden: dit substraat is

immers voorverwarmd en hierdoor is het mogelijk

een grotere maat van hechting te voorzien. Scheuren

zijn bij voorverwarmen tot 300° nog niet te

vermijden, de aanhechting is wel aanzienlijk beter.

Figuur 77: Microstructuur M7 (lager vermogen, 50x vergroting)

Figuur 78: Microstructuur M8 (50x vergroting)

128

M9 is het sample dat voorverwarmd werd tot 400°C. De doorsnedes worden afgebeeld op de

twee onderste afbeeldingen op deze pagina.

Meteen is een grote verbetering zichtbaar.

Waar bij M8 nog steeds dikke scheuren te

vinden zijn over de gehele lengte, merkt men

bij M9 veel minder onzuiverheden. Rechtse

afbeelding geeft blijk van 2 kleine poriën, die

een kleiner probleem vormen dan scheuren.

Het is opvallend dat een verhoging van

100°C reeds zo’n groot effect kan hebben

op de structuur. Het is echter eveneens

opvallend dat bij M9 een stuk minder

carbiden aanwezig zijn. Door de grote

voorverwarmtemperatuur, wordt er een stuk

minder snel afgekoeld. Dit doet niet enkel

het enkele specifieke voordelen van het lasercladden

teniet, ook zorgt het ervoor dat de smelt langer blijft

bestaan alvorens te stollen, waardoor de carbiden in

grotere mate oplossen.

De onderste foto toont wel nog een haarfijn

scheurtje maar deze is van beperkt belang. Het is

namelijk vermeld in verschillende artikels, en

eveneens in de informatie van fabrikant Sulzer, dat

een scheurvrije laag bij 60% carbiden praktisch

moeilijk tot niet haalbaar is. Ook hier worden opniew

veel carbiden aan de bodem (linkerkant) opgemerkt,

wat wijst op het feit dat de snelheid nog meer mag

verhoogd worden.

Figuur 80: Microstructuur M9 (100x vergroting)

Figuur 79: Microstructuur M9 (50x vergroting)

129

c) Samples M3, M4 en M10

Deze samples zijn de drie samples die aan 10mm/s werden opgeclad, aan een snelheid die dubbel

zo hoog is als de ideale cladsnelheid voor het Stellite-poeder. Sample M3 werd gevoed door 32g

poeder per minuut, M4 door 40 gram per minuut en M10, als laatste, door 60 gram per minuut.

Bij deze laatste werd het substraat wel voorverwarmd tot 480°C.

De afbeelding aan de rechterkant toont de doorsnede

van M3, waar een cladhoogte van 0.9mm werd

bereikt. Ter vergelijking: M2 had een cladhoogte van

1.4mm. Hoewel de snelheid bij M3 dubbel zo hoog

ligt, verliest men slechts ongeveer 30% van de

cladhoogte. Opvallend is de grote porie en de scheur.

Er is echter meteen duidelijk dat de hoeveelheid

carbiden een stuk hoger ligt dan bij de lagen die aan

8mm/s werden opgelegd. Dit geeft blijk van een

geringere smelting, wat de bedoeling is bij het

cladden van deze MMC.

Hoewel hier bij een hogere snelheid wordt geclad, is

nog steeds een duidelijke scheur zichtbaar, nochtans is de specifieke ingebrachte energie sterk

verlaagd. De reden hiervoor kan zijn dat er procentueel veel meer carbiden in de laag zitten dan

bij de andere lagen, net door deze lagere ingebrachte energie. Meer carbiden betekent een lokale

brossere legering, wat weer aanleiding geeft tot scheuren. Dit is één van de redenen waarom het

cladden van het Metcocladpoeder zo moeilijk te verwezenlijken is. Wanneer met een lage snelheid

wordt geclad is de energie-inbreng zo hoog dat grote thermische gradiënten oorzaak zijn van

scheurvormende spanning. Bij hogere snelheid is de energie veel lager, wat ervoor zorgt dat er

veel minder carbiden oplossen in de matrix, dit brengt een grotere brosheid met zich mee. Deze

hogere brosheid geeft eveneens aanleiding tot scheuren.

130

Onderstaande afbeelding geeft de structuur weer van M4. Deze had, in vergelijking met M3, een

hoger poederdebiet: 40g/min in plaats van 32g/min. Hoewel de poederhoeveelheid met 25%

werd verhoogd werd opgemerkt dat de cladhoogte even hoog was als bij M3: 0.9mm. Het

poederrendement ligt dus een stuk lager bij deze toename van debiet. Er werd wel een interessant

voordeel in de plaats gekregen: als enigste onder de samples kreeg deze cladlaag een scheurvrije

structuur. Er kunnen enkele minieme poriën worden opgemerkt maar deze vormen slechts een

beperkt probleem. Ook de distributie van de carbiden is uitstekend te noemen: overal zijn ze in

grote getale aanwezig.

Figuur 81: Microstructuur M4 (50x vergroting)

131

Hoewel kan besloten worden dat deze parameterinstelling veruit de beste is van alles tests met

het Metcoclad-poeder, mag niet gezegd worden dat er een garantie is op scheurvrije lagen. Er

werd slechts één sample van deze parameter getest op microstructuur. De structuren van de

cladlagen die opgelegd zijn met vrij gelijkaardige parameters vertoonden wel scheuren. De

vereiste nauwkeurigheid van de werkbare parameterinstellingen en de hoeveelheid aan niet te

controleren factoren (fluctuaties in het proces) doen vermoeden dat een garantie op een

scheurvrije laag praktisch extreem mogelijk is in de huidige opstelling. Dit dient, om de reeds

vermelde redenen, echter niet bereikt te worden. Voor een scheurvrije laag moet er geclad

worden met een poeder dat procentueel minder wolfraamcarbiden bevat. Een hoeveelheid van

30% wolfraamcarbiden (gewichtspercentage) zorgt al voor een grotere verbetering inzake

slijtageweerstand in vergelijking met de carbide-vrije matrix en is een heel stuk gemakkelijker te

cladden. Onderzoek wees reeds uit dat een toevoeging van slechts 5% wolfraamcarbiden in een

matrix reeds tot significante verbetering leidt inzake slijtageweerstand (Álvarez, Amado, & Yáñez,

2006).

De twee onderste afbeeldingen geven de doorsnedes weer van M10 zoals ze onder de

microscoop waargenomen werden. Ook de afbeelding die erboven rechts staat weergegeven is

genomen van sample M10, deze zoomt meer in op de goede aanhechting met het substraat. Dit

substraat werd sterk verhit: tot 480°C. Ook werd

veel poeder aangevoerd: 60g/min. De resultaten

zijn ook hier uitstekend te noemen: de scheurtjes,

indien ze te vinden zijn, zijn erg dun en stoppen

steevast vooraleer ze het substraat bereiken. Er is

dus sprake van een goede aanhechting.

Natuurlijk zijn er door het grote poederdebiet

enkele poriën te vinden maar dit is het minste

van de zorgen.

Figuur 82: Microstructuur M10 (onderste twee 50x vergroting, bovenste 200x vergroting)

132

Ook is te merken dat de carbiden redelijk goed verdeeld zijn. De hoeveelheid carbiden aan de

toplaag is wat kleiner dan aan het centrum van de laag, maar het is zeker niet het geval dat ze

allen gezonken of opgelost zijn. Er kan geconcludeerd worden dat deze methode van cladden

potentieel heeft. Verder onderzoek naar poedersamenstellingen met minder carbiden geeft

ongetwijfeld resultaten zonder de kleine scheuren.

7.3.3 Hardheidsanalyse

a) Plaats-afhankelijkheid metingen

Voor deze analyse werden terug een groot aantal hardheidsmetingen uitgevoerd, 70 voor de

Metcoclad-legering, om precies te zijn. Net als bij het Stellite-poeder werd gebruik gemaakt van

Vickers-toestellen: het automatische apparaat bij Dana en het manuele toestel op campus

Schoonmeersen. De hardheidsanalyse die gemaakt wordt bij het Metcoclad52052-poeder is echter

van een totaal andere aard dan die van het Stellite-poeder. Daar waar bij de Stellite-laag

verschillende hardheden gemeten werden die over de gehele lengte weinig met elkaar verschilden

zal dat bij het MMC-poeder niet het geval zijn.

De reden voor deze uiteenlopende resultaten over de gehele laag is de structuur van dit poeder.

Bij het Stellite 6-poeder werden al de hardere carbiden opgemerkt als de donkerdere gedeeltes

tussen de gelere matrix op de microscoopafbeeldingen. Deze harde delen werden echter gevormd

tijdens het snelle stolproces en zijn bijgevolg erg klein in vergelijking met de indentie van het

Vickers-toetsel. Een hardheidsmeting op het Stellite-poeder zal bijgevolg altijd op een gebied

gebeuren waar de samenstelling harde-zachte delen indicatief is voor het gehele gebied rond de

hardheidsmeting. De grootteverhouding tussen de indentie en de hardere delen is te zien in de

linkse afbeelding hieronder. Het Metcoclad-poeder daarentegen krijgt meteen al zijn

wolfraamcarbiden mee in grotere bollen in het poeder. Notabene, ook in de nikkelmatrix worden

carbiden en andere harde delen (bijvoorbeeld boriden) gevormd. De matrix is op zich dus

eigenlijk ook een ‘Metal Matrix Composite’, net als Stellite er eigenlijk ook één is. Hier wordt

echter de benaming MMC gebruikt voor poeders die meteen al voorgevormde carbiden (in dit

geval wolfraamcarbiden) in het samenstelling hebben zitten. Het gevolg is dat de carbiden veel

groter zullen zijn.

133

Uit de datasheet van het poeder van Sulzer kan men afleiden dat inzake de diameter van de

sferische carbiden zo’n 80µm te verwachten valt. Uit de standaardisatienormen voor Vickers-

toetsellen wordt een minimum indentie van slechts 20µm aangegeven als meetbaar. Op de

rechtse afbeelding is duidelijk dat de ronde carbiden een heel stuk groter zullen zijn dan de

indenties van het Vickers-toestel.

Figuur 83: Vergelijking indenties bij Stellite (links) en Metcoclad 52052 (rechts) (beiden 400x vergroting)

Er moet wel vermeld worden dat de 80µm die afgeleid kan worden uit de datasheet voor de

diameter van de sferische carbiden een richtwaarde is waar vrij sterk van afgeweken kan worden

(nominale waarde ligt tussen 45 en 106µm). Daarbovenop komt nog eens dat tijdens het

cladproces de carbiden (gedeeltelijk) kunnen smelten tot kleinere carbiden of samensmelten tot

grotere. De ronde vorm blijft door de minimale vrije oppervlakte-energie wel constant.

Er kan echter wel besloten worden dat de carbiden van gelijkaardige grootte zijn als de indentor

van het meettoestel. Dit heeft als belangrijk gevolg dat de meetwaarde sterk afhankelijk is van het

punt waar de meting wordt uitgevoerd. Een mooi voorbeeld hiervan is de afbeelding die

hierboven werd getoond. Hier is het grote verschil duidelijk tussen de breedte van de indenties

die slechts een hondertal µm van elkaar liggen. Men onderscheidt de brede indentie in de zachtere

matrix en de erg nauwe indentie in het carbide, dat veel harder is.

134

b) Relevantie resultaten

Met dergelijke plaats-afhankelijkheid van de metingen is het verloop van hun specifieke waarde

doorheen de cladlaag een stuk minder relevant. Deze afhankelijkheid kan en werd overwonnen

door gebruik te maken van manuele toestellen. Hierbij wordt met de microscoop eerst de exacte

plaats van meting aangeduid. Voor duidelijke resultaten kiest men hiervoor een plaats zonder

carbiden in de nauwe omgeving of juist een plaats in het midden van carbide. Met het

automatisch ingestelde toestel is dit veel moeilijker. Het apparaat voert een tiental metingen uit

over een lijn van enkele millimeters. Wanneer men dit apparaat automatisch instelde, wat diende

te gebeuren bij Dana, kan de exacte plaats van meting niet bepaald worden.

Er zou kunnen geopteerd worden de hardheidsmetingen naargelang hun resultaat in te delen wat

betreft hun plaatselijke structuur: metaalmatrix of carbide. Op die manier kunnen bijvoorbeeld

alle resultaten onder de 900HV ingedeeld worden bij de matrix-resultaten en de resultaten

hierboven bij de carbiden. Het is echter niet mogelijk deze twee zwart op wit te scheiden.

Wanneer namelijk een hardheidsmeting uitgevoerd wordt in de matrix maar met een carbide in de

heel nauwe omgeving zal de hardheid ook veel hoger uitkomen dan zonder de carbide in de

buurt. Ze is dan bijgevolg geen maatstaf voor de gehele matrix.

Een tweede mogelijkheid zou zijn de hardheidsmetingen te gebruiken als statistisch hulpmiddel

voor het bepalen van de concentratie carbiden, dat afhankelijk is van de afstand tot het oppervlak

van de laag. Hiervoor zouden echter veel meer metingen nodig zijn en een microscooponderzoek

is op dit vlak heel wat doeltreffender.

Geen van deze twee mogelijkheden is interessant. De hardheidsanalyse bij het Metcoclad-poeder

is van minder belang dan bij het Stellite-poeder. Eerstgenoemde gebruikt haar carbiden als sterke

slijtageweerstand, de hardheid van de matrix is van ondergeschikt belang. Meer zelfs, een te harde

matrix zou zelfs scheuren kunnen veroorzaken. Van de carbiden, die al reeds gevormd zijn in het

poeder, weet de gebruiker op voorhand dat ze extreem hard zijn (2700-3500HV). De Vickers-

testen zijn ook hier niet ideaal om de hardheid exact te meten: door de grote brosheid kunnen de

carbiden gemakkelijk breken of scheuren tijdens de metingen, wat bredere indenties en lagere

gemeten hardheid dan werkelijkheid tot gevolg heeft.

135

c) Metingen

In puntjes a) en b) werd reeds de beperkte relevantie van de hardheidsmetingen duidelijk gemaakt

voor de Metcoclad-legering. De grafieken, waarop de uitgevoerde hardheidsmetingen in functie

van afstand tot de toplaag zijn afgebeeld, zijn terug te vinden in Bijlage 4. In dit puntje worden

enkele algemene conclusies getrokken uit deze metingen, vergezeld van verduidelijkende

microstructuurafbeeldingen waarop de metingen duidelijk zijn.

Onderstaand afbeelding geeft het hardheidsverloop van de metingen uitgevoerd op sample M10

weer. De hardheden zijn in HV vermeld onder de indentie die gemaakt werd door het toestel bij

Dana voor de meting. De indentie die gemaakt is op de carbide is nauwelijks zichtbaar. De

werkelijke hardheidswaarde van de carbiden liggen waarschijnlijk nog hoger aangezien breuken

moeilijk te vermijden waren met het toestel.

Voor een opsomming van alle exacte meetwaarden in grafiekvorm wordt verwezen naar Bijlage 4

in deze scriptie. Belangrijk is dat een gemiddelde matrixwaarde van ongeveer 600HV werd

gevonden, wat zo’n 55HRC (Hardheid Rockwell C) is. De matrix is dus een stuk harder dan

Stellite 6.

Figuur 84: Hardheidsmetingen op sample M10, grote locatie-afhankelijkheid (vergroting 100x)

136

7.3.4 Hoogte en rendement

Aangezien de gevoeligheid tot defecten in de microstructuur zo hoog is, zullen parameters steeds

moeten ingesteld worden teneinde dit te vermijden. Spelen met parameters om zodoende

verschillende hoogtes van cladlagen te verkrijgen zal bijzonder moeilijk te realiseren zijn zonder

buiten het werkbare, scheur-arme, parametergebied te treden. Nu is het wel zo dat poeder met

dergelijke hoeveelheden aan carbiden erg moeilijk te bewerken is, en meestal in de opgecladde

vorm op het stuk wordt gelaten, zonder slijpen. Men moet zich er dus wel van verzekeren met

een ‘werkbare’ hoogte te kunnen werken, een hoogte tot een tweetal millimeter is courant bij het

lasercladden.

Enkele cladhoogtes werden reeds vermeld in het gedeelte over de microstructuur. Degene met

hoge vermogensinbreng, zonder voorverwarming hadden een laag van ongeveer 1.3mm (M1 en

M2à. Degene met een lage vermogensinbreng (M3 en M4) hadden lagen van ongeveer 0.9mm.

Zowel de loopsnelheid als poedertoevoer hebben invloed op de cladhoogte. Wanneer werd

voorverwarmd werd een duidelijk hogere clad opgelegd. M9 had een hoogte van 1.5mm, hoewel

ze sneller werd opgelegd dan M2. Door de grilligheid van het proces, de afhankelijkheid van

defecten en plaats van meting zijn deze hoogtes slechts indicatief. Wel kan er besloten worden

dat cladhoogtes van ongeveer 1mm doenbaar zijn met de huidige opstelling.

Het rendement van het poeder is een ander belangrijk gegeven. Dit rendement is afhankelijk van

vermogensinbreng en in grote mate van het poederdebiet, een verhoging van poederdebiet leidt

uiteraard tot een verlaging van het rendement, dit komt onder meer door het ‘powder shielding

effect’. Wanneer zowel de snelheid als het poederdebiet in even grote mate worden verhoogd, zal

het rendement eveneens lager zijn. Hiervoor wordt de vergelijking tussen M1 en M4 aangehaald:

zowel het poederdebiet als de snelheid worden verdubbeld. Bij een gelijk rendement zou men

moeten merken dat de cladlagen even hoog zijn. Echter, er wordt gemerkt dat M4 (0.9mm) een

stuk lager is dan M1 (1.3mm). Ook dit heeft een logische verklaring: het is gemakkelijker om een

cladlaag te verhogen wanneer gelast moet worden op reeds warm legeringmateriaal dan wanneer

sneller op koud substraatmateriaal moet gelast worden. Een deel van de laserenergie zal immers

gaan naar het opwarmen van het substraat.

De resultaten van de rendementsberekening zijn louter indicatief, daar tijdens het proces steeds

verbeteringen werden gedaan aan de opstelling: kleine gaatjes in de toevoerbuis werden ontdekt

en gedicht, de nozzle werd verdraaid waardoor ze accurater kon richten, … . Tijdens de laatste

testen, verondersteld met het grootste rendement, werd bij het voorverwarmen een rendement

gehaald van 65-70%. Deze meting werd gedaan bij cladlaag M9, een gemiddelde waarde voor F/S

en voorverwarming. Verwacht wordt dat het rendement zonder voorverwarmen lager zal liggen.

137

7.3.5 Conclusies Metcoclad52052

Een grote hoeveelheid aan conclusies werd genomen inzake de invloed van parametervariatie bij

het Metcocladpoeder, de bijzonderste staan in hoofdstuk 7.3 vermeld. Hier worden uit deze

conclusies de voornaamste beknopt samengevat:

1) De toevoeging van grote carbiden bij het poeder zorgen ervoor dat niet dezelfde instellingen

kunnen gebruikt worden als bij poeder waarbij de carbiden gevormd worden tijdens het stollen.

De grote carbiden mogen immers niet smelten of zorgen voor erg dikke scheuren. De parameters

voor Stellite 6 zullen een te hoge energie-inbreng veroorzaken.

2) Bij een te hoge energie-inbreng zal de smelt lang blijven bestaan vooraleer ze stolt. Hierdoor

krijgen de carbiden ook tijd en energie om te smelten en op te lossen in de matrix, waardoor ze

hun rol niet meer kunnen vervullen.

3) Wanneer de carbiden bij een te hoge energie-inbreng niet smelten kunnen ze wel zinken door

hun grotere densiteit. Dit zinken zorgt ervoor dat er geen carbiden aanwezig zijn daar waar ze het

meest nodig zijn: aan de top van de cladlaag. Door het zinken van de carbiden wordt de

onderlaag bovendien extra bros, wat een catastrofaal slechte aanhechting tot gevolg heeft.

4) De energie-inbreng dient dus verlaagd te worden. Dit kan gebeuren door het vermogen van de

laser te verlagen. Testresultaten wezen uit dat dit praktisch een slechte keuze is. Door een te laag

vermogen is het niet mogelijk een continue clad aan te brengen. Steen omschreef dit ook al in

zijn grafiek met het werkbaar cladgebied.

5) De energie-inbreng dient dus op een andere manier verlaagd te worden. Dit kan ook door het

verhogen van de draaisnelheid van het substraat. Deze methode bleek beter dan het verlagen van

het vermogen. Door het verhogen van de draaisnelheid daalde de energie-inbreng aanzienlijk. Dit

zorgt ervoor dat de carbiden veel minder neigen op te lossen of zinken.

6) Een procentueel groter aandeel voor de carbiden door de lagere energie-inbreng brengt ook

nadelen met zich mee. Meer carbiden zorgt voor plaatselijk grotere brosheid. Deze grotere

brosheid zorgt op zijn beurt voor potentiele scheurvorming. Net als een te hoge energie-inbreng

kan een te lage energie-inbreng dus ook voor scheurvorming zorgen. De grootte van de speling in

energie-inbreng waar men over beschikt voor het opleggen van scheurvrije lagen is omgekeerd

evenredig aan de hoeveelheid carbiden.

7) 60% carbiden is te veel om op te cladden in een nikkellegeringmatrix via lasercladden indien

een scheurvrij laag gegarandeerd dient te worden. Beter is het om poeder te gebruiken met

minder wolfraamcarbiden. 30% carbiden zorgt al voor een tien maal kleinere slijtage bij een glij-

slijtagetest dan een zuivere matrix.

138

8) Het poederrendement was maximaal 70% na kleine verbeteringen aan de opstelling. Dit is het

rendement bij voorverwarmen, bij koude teststukken zal het rendement lager liggen.

9) Het voorverwarmen heeft een erg goede invloed op de structuur van de cladlaag. Doordat het

oppervlak van het substraat verwarmd is, kan een betere aanhechting voorzien worden. De

tragere afkoelingssnelheden zorgen voor minder spanningen in de laag, wat de scheurvorming

vermindert. Dit voorverwarmen is niet voor elke legering dat gelaserclad wordt weggelegd: het

doet de snelle stolling, typisch voor het lasercladden, teniet. Deze snelle stolling brengt enkele

voordelen met zich mee, zoals hardere legeringen. Bij een MMC is een hardere matrix niet

gewenst en de carbiden verliezen hun hardheid niet bij tragere solidificatie. Het voorverwarmen is

dus wenselijk bij dergelijk poeder. Wanneer er echter teveel wordt voorverwarmd en te weinig

poeder wordt toegevoegd kan de warmte-overdracht zo groot zijn dat het voorverwarmen zelf

ervoor zorgt dat carbiden smelten (zie bespreking sample M9). Een goede temperatuur dient

gezocht te worden.

10) Het verhogen van het poederdebiet zorgt voor een lagere efficiëntie. Bij een verhoging van

25% van het poederdebiet werd geen substantiele verhoging van de cladlaag vastgesteld. Een

verhoging van het poederdebiet kan in veel gevallen toch gewenst zijn: het zorgt ervoor dat de

warmte-inbreng beter over de cladlaag wordt verdeeld, waardoor minder carbiden smelten of

zinken.

11) Hardheden zeggen niet alles over de slijtageweerstand van een cladlaag. Een laag met een

lagere gemiddelde hardheid (bijvoorbeeld een MMC) kan een veel hogere slijtageweerstand

hebben dan een laag met een hogere gemiddelde hardheid. Er is in de literatuur melding dat een

toevoeging van 30% wolfraamcarbiden in een Ni-Cr-Si-B-legering de slijtage reeds tot één tiende

herleidt.

12) De hardheid is enkel indicatief voor de slijtageweerstand als verschillende microstructuren

van dezelfde legering (dezelfde compositie) met elkaar worden vergeleken. Een fijnere

microstructuur geeft over het algemeen een positieve invloed op hardheid en slijtage.

Lasercladden is uitermate geschikt voor het bekomen van een fijne microstructuur door de grote

afkoelsnelheid.

13) De hardheid van de matrix van het Metcoclad-poeder bedraagt gemiddeld 600HV en is

weinig afhankelijk van de parameters. De carbiden zijn tot 3000HV hard.

14) In tegenstelling tot het Stellite-poeder, zijn de hardheidswaarden bij het Metcoclad-poeder

van minder belang. Een zachtere matrix is geen probleem en soms zelfs gewenst. De carbiden

zijn reeds op voorhand toegevoegd en indien ze intact blijven, verandert hun extreme hardheid

niet. Voor het Metcoclad-poeder zal de structuur, en dan vooral de positie en eigenschappen van

de carbiden, van vitaal belang zijn voor het instellen van de parameters.

139

15) Het sample met het beste resultaat zonder voorverwarmen was M4 (10mm/s en 40g/min).

Wanneer wel voorverwarmd werd, werd over het algemeen gemerkt dat er een hogere

poederefficiëntie was en minder neiging tot scheuren. M10 kwam het beste uit te de analyse

(10mm/s, 60g/min en voorverwarmd tot 480°C).

16) Toekomstig onderzoek omtrent nikkellegering-MMC’s voor betere cladlagen wordt best

uitgevoerd met parameters in de omgeving van M4 en M10. Ook worden hiervoor best

samenstellingen gebruikt met een lager carbiden-gehalte. Dit drukt niet enkel de prijs, ook de

scheurvorming zal veel minder zijn, met slechts een klein verschil in slijtageweerstand in

vergelijking met de 60% carbiden.

17) Onderzoek naar hogere voorverwarmingstemperatuur en nog snellere loopsnelheden kan

eveneens interessante resultaten opleveren

140

8 Algemeen besluit Een lange weg werd afgelegd om van een onbewerkte metaal-as naar een as waar een

hoogwaardige coating opgelegd was te evolueren. Deze scriptie getuigt van dit proces. Er werd

voornamelijk uitgegaan van een uitgebreide literatuurstudie, experimenteel uitgeteste

lasercladproces-modellen en eigen testen en analyses. Het vooropgestelde doel van deze

masterproef was het bereiken van een inzicht in de invloeden van de vele parameters en

combinaties van deze parameters op een cladlaag, met het fabriceren van succesvolle,

hoogwaardige cladlagen als pluspunt. Hiervoor dienden de vele problemen en eigenschappen die

typisch zijn aan het laserclad-proces behandeld te worden. Door een welgekozen

parametervariatie opde verschillende testsamples toe te passen werden quasi al de typische

laserclad-obstakels tegengekomen, en vaak ook overwonnen. Dit besluit tracht beknopt samen te

vatten wat de verschillende resultaten waren, en hoe deze bekomen werden.

Na het vermelden van de belangrijkste doelen van coatings bij metaal-artikelen

(corrosiebestrijding en slijtageweerstandsverhoging), werden kort nog alternatieve methoden

besproken voor het bekomen van een hoogwaardige oppervlaktelaag, al dan niet met een laser.

Het lasercladproces werd besproken en voornamelijk de grote energie-dichtheid, afkomstig van

de laser, die verantwoordelijk is voor de snelle opwarming en afkoeling, bleek een uitzonderlijke

eigenschap te zijn in vergelijking met de alternatieven. Deze snelle opwarming en afkoeling

brengt vele voordelen met zich mee, waarvan een beperkte warmte-inbreng op het substraat en

een fijne microstructuur de voornaamste zijn.

Tijdens het onderzoek naar modellen die het lasercladproces beschreven, staken drie modellen er

bovenuit qua bruikbaarheid en relevantie. Het artikel van Steen (2003) handelt over een ‘werkbaar

parametergebied’ waarin succesvolle cladlagen kunnen opgelegd worden, afhankelijk van de

legering. De doctoraatsstudie van de heer Schneider (1998) bundelde (onder andere) een grote

variëteit aan primaire procesparametercombinaties voor kobaltbasislegeringen, zoals het voor

deze thesis gebruikte Stellite er ook één is. Het derde voor deze scriptie van uitermate groot

belang zijnde onderzoek was er een die de statistische correlatie tussen verschillende

parameterinstellingen en cladlaag-eigenschappen bundelde (de Oliveira, Ocelik, & De Hosson,

2005). De kennis die werd opgedaan uit deze drie onderzoeken diende als basis voor het bepalen

van proces-instellingen voor het eigen onderzoek. Deze basis werd uiteraard aangevuld met vele

eveneens relevante onderzoeken, die in de bronvermelding vermeld staan.

141

Voor de keuze van parameterinstelling begint alles bij de beslissing welke legering er dient

opgelegd te worden. Voor deze masterproef werd gekozen om twee totaal verschillende

legeringen te testen, één op kobaltbasis (een Stellite), de ander een nikkelmatrix met ingebedde

wolfraamcarbiden. Deze zijn zo verschillend van aard dat ze apart besproken worden. Het grote

verschil ligt in de wijze waarop de harde delen (carbiden) ingebed zijn in de taaiere matrix. Bij de

tweede soort, het Metcoclad-poeder (met de nikkelmatrix), waren deze harde carbiden reeds van

bij de poederlevering als grote, sferische partikels toegevoegd. Bij het Stellite-poeder ontstaan ze

bij de stolling.

Hoofdstuk zeven handelt over de methodes, testen en resultaten zoals ze werden toegepast en

ondervonden bij deze masterproef. Door de grote verschillen op zowel het vlak van compositie,

eigenschappen en vereiste parameters worden deze tijdens het verloop van deze scriptie apart

behandeld. Voor elk van deze opgelegde legeringen werd uitgegaan van verschillende samples, die

opgelegd werden om een variatie aan uiteenlopende procesparameters te bekomen. Deze samples

werden vervolgens onderzocht op zowel microstructuur en hardheid. De analyse van deze

resultaten en hun relatie tot de gebruikte parameters werd steeds uitgevoerd vanuit de kennis die

opgedaan werd in het literatuuronderzoek.

Voor de Stellite-legering werden uiteindelijk acht samples gebruikt die, met inachtneming van het

verloop van hun procesparameters, werden geanalyseerd. Het kiezen van deze initiële parameters

en hun variatie was niet eenvoudig, aangezien de installatie nog niet uitvoerig was getest. Er werd

hiervoor vertrokken vanuit het relatief eenvoudige ‘werkbaar cladgebied-systeem’ uit het artikel

van Steen. De vermogensinbreng werd op het maximum gehouden om de intensiteit op een

courante waarde in het lasercladden te houden, de besproken doctoraatstudie over de

kobaltbasislegeringen was hiervoor relevant (Schneider, 1998). Er werd gevarieerd in zowel de

snelheid van draaibank en het poederdebiet, de combinatie van deze parameters bracht een wijde

variatie aan testresultaten aan het licht.

De beste resultaten voor het Stellite-poeder werden behaald met een loopsnelheid van 5mm/s

voor een intensiteit van 94kW/cm², met de vaste laserspotlengte van 4mm. Deze energie-inbreng

zorgde ervoor dat een afkoelingstraject kon bekomen worden dat een uitzonderlijk goede

microstructuur, zonder scheuren en poriën, met zich meebracht. Ook het poederdebiet bleek een

belangrijke parameter. Een verhoging van poederdebiet verlaagt het poederrendement maar een

te laag poederdebiet zorgde voor discontinue cladlagen, met scheuren en poriën. Sample 3 en 4

blonken uit in zowel hardheid als microstructuur. Deze hadden, buiten de reeds vermelde ideale

loopsnelheid en laserintensiteit, als derde primaire parameter een poederdebiet van respectievelijk

30g/min en 22g/min. Er werden gemiddelde hardheden gemeten die een stuk boven de op de

datasheet vermelde hardheid van 40HRC lagen. Even interessant als deze lagen van samples die

uitstekende eigenschappen vertoonden, waren de lagen die duidelijke effecten, afhankelijk van de

parametervariatie, vertoonden. Zo bleek onder meer dat een nog snellere draaibankvoeding

zorgde voor cladlagen die wel een degelijke microstructuur bezaten, maar gebrekkig waren in hun

142

hardheid. Dit is voornamelijk te wijten aan het feit dat deze minder tijd kregen voor het vormen

van de harde carbiden in hun matrix. De afkoelingstijd is immers omgekeerd evenredig met de

draaisnelheid. Achteraf bleek dus dat niet enkel goede parameters werden gevonden (sample 3 en

4), ook werd door de variatie in de parameters een grote hoeveelheid aan de typische laserclad-

problemen en hun relatie met de parameters ontdekt. Voor een uitgebreider overzicht van

conclusies die uit deze resultaten kunnen genomen worden, wordt verwezen naar hoofdstuk

7.2.6.

Het Metcoclad-poeder was van een heel andere soort dan het Stellite 6-poeder, dat eerder

besproken werd. Dit poeder bestond uit 60% (gewichtspercentage) harde wolfraamcarbiden,

omgeven door een taaiere nikkel-legeringsmatrix. Uiteraard dient ook voor dit poeder met alle

regels die voor het instellen van het lasercladproces in het algemeen gelden, rekening gehouden te

worden. Bovenop de instellings-richtlijnen die dus reeds golden voor het Stellite-poeder kwamen

hier echter nog enkele belangrijke aandachtspunten bij. Deze zijn veroorzaakt door de

toegevoegde carbiden. Drie belangrijke zaken werden opgenoemd waarmee rekening dient

gehouden te worden indien men dergelijke Metal Matrix Composites wil opcladden. Ten eerste is

het belangrijk om de hoeveelheid toegevoegde wolfraamcarbiden te behouden. Hoewel de

smelttemperatuur van deze wolfraamcarbiden (meer dan 2700°C) een stuk hoger ligt dan de

smelttemperatuur van de nikkel-legeringsmatrix (ongeveer 1100°C), is gedeeltelijk smelten

onvermijdbaar door de hoge temperaturen die bij het lasercladden ontwikkeld worden. Dit

gedeeltelijk smelten is aan de ene kant een must: indien te weinig warmte ingebracht wordt, en de

randen van de sferische carbiden bereiken het smeltpunt niet, zal de aanhechting van deze

carbiden aan de matrix onvoldoende zijn. Aan de andere kant, wanneer teveel warmte wordt

ingebracht, zullen deze carbiden zo ver smelten dat ze in de uiteindelijke microstructuur niet

meer in hun pure hoedanigheid aanwezig zijn, wat hun nut inzake slijtageweerstandsverhoging

uiteraard teniet doet. Ten tweede zal ook de positie van deze carbiden van groot belang zijn.

Ondanks de convectiestromen zal gemerkt worden dat de wolfraamcarbiden, die een hogere

dichtheid hebben dan de gesmolten matrix, zullen zinken naar de bodem van de verse cladlaag

indien de smelt te lang in stand wordt gehouden. Dit geeft plaatselijke verbrossing aan de

aanhechtlaag door een teveel aan carbiden en het ontbreken van carbiden aan de toplaag tot

gevolg. Het derde extra aandachtspunt is het gewichtspercentage carbiden. Voor het bekomen

van scheurvrije lagen worden in de literatuur vaak maxima van 40 tot 50% carbiden aangeraden.

De hoeveelheid aan carbiden (60%) bleek zo hoog dat het quasi onmogelijk was om een

scheurvrije laag op te leggen. Een belangrijke aanbeveling voor toekomstig onderzoek zal dus het

lasercladden van een Metal Matrix Composite met een lager gewichtspercentage

wolfraamcarbiden zijn.

Rekening houdend met onder andere de net vermelde aandachtspunten werd, net als voor het

Stellite-poeder, ook voor het Metcoclad-poeder een tabel van parameterinstelling-variatie

opgesteld. Enkele poeders werden ook opgelegd na voorverwarming van het substraat, om de

aanhechting te verhogen en eenmalig werd een lager vermogen toegepast. Er werd uitgegaan van

143

het feit dat een lagere vermogensinbreng dan bij het Stellite-poeder gewenst was, door de

aanwezigheid van de sferische wolfraamcarbiden in het Metcoclad52052-poeder.

Eén van de belangrijkste conclusies uit de lange lijst die in hoofdstuk 7.3.5 te vinden is, is de

beperktheid in instelling van vermogensinbreng. Deze vermogensinbreng grenst een werkbaar

gebied af, tussen maximale en minimale inbreng, waarin lasercladden goede lagen teweeg brengt.

Een te hoge vermogensinbreng zal de sferische carbiden, doen smelten of zinken. Een te lage

vermogensinbreng zorgt voor een slechte aanhechting tussen carbide en matrix maar zorgt

eveneens voor het discontinuïteitsprobleem dat voor het lasercladden met lage vermogensinbreng

in het algemeen geldt. Eveneens, een groter procentueel aandeel niet gesmolten carbiden zorgt

voor een plaatselijke verbrossing, met scheurvorming tot gevolg. Zowel een verhoging als een

verlaging van de vermogensinbreng ten opzichte van de ideale waarde brengt dus onherroepelijk

scheuren met zich mee. De nauwheid van dit werkbaar gebied, en het feit of het überhaupt wel

mogelijk is om een scheurvrije laag op te leggen, is afhankelijk van het gewichtspercentage

carbiden. Er werd ondervonden dat het gewichtspercentage carbiden van het gebruikte poeder,

namelijk 60%, te hoog is om een scheurvrije laag te garanderen.

Het verschil tussen hardheid en slijtageweerstand, wat besproken werd in hoofdstuk 5.3.2, is voor

een Metal Matrix Composite, uiterst relevant. Zo’n opbouw van een cladlaag is immers het

voorbeeld bij uitstek om aan te tonen dat microstructuur een even belangrijke invloedfactor als

hardheid kan zijn als het gaat over weerstand tegen slijtage. De hardheid van de matrix dient niet

extreem hoog te zijn om deze weerstand te verhogen: de matrix dient voornamelijk om de

schokken op te vangen die tot breuken zouden leiden bij pure brosse keramieken en mag dus

zelfs in sommige gevallen liever wat taaier zijn dan harder. De effectieve slijtageweerstand wordt

in dit geval immers toch sterk verhoogd door het toevoegen van carbiden in deze matrix, en dit al

in vrij lage hoeveelheden. Dit zorgt ervoor dat het hardheidsonderzoek van het Metcoclad-

poeder van minder belang was dan datgeen bij het Stellite 6-poeder. Er werden gemiddelde

hardheden van ongeveer 600HV gemeten voor de matrix en hardheden tot bijna 3000HV voor

de carbiden.

Naast de nauwheid van het werkbare instellingsgebied en de (ir-)relevantie van het

hardheidsonderzoek werden heel wat problemen die vermeld waren in de onderzochte literatuur

ook teruggevonden in de uitgevoerde testsamples. De plaatselijke verbrossing door zinken van

carbiden, wat leidt tot een slechte aanhechting is hier slechts één voorbeeld van. Dit werd echter

sterk verbeterd door het toepassen van voorverwarmen. Voor een volledig overzicht aan

conclusies die genomen werden omtrent het Metcoclad-poeder, wordt verwezen naar hoofdstuk

7.3.5. Slechts in één sample, met een loopsnelheid van 10mm/s en een poederdebiet van

40g/min, werd een scheurvrije sample gecreëerd. Er werd wel aangenomen dat dit allerminst een

garantie biedt op scheurvrije lagen bij toepassen van deze parameterinstelling. Bij lagere carbide-

percentages zal dit ongetwijfeld wel het geval zijn.

144

De grote hoeveelheid aan mogelijkheden, conclusies en analyses wijzen erop dat veel te leren valt

over het lasercladproces. Dit proces is niet enkel uniek door zijn vorm van energie-inbreng, wat

extreem hoogwaardige, fijne, harde microstructuren kan voortbrengen. Het is eveneens uniek

door het feit dat het een dergelijke hoeveelheid aan aspecten omvat, wat ervoor zorgt dat het

bijzonder moeilijk is om een waterdicht theoretisch-experimenteel laserclad-model op te stellen.

Deze scriptie biedt een overzicht aan inzichten die verkregen werden omtrent de invloeden die

parameterinstellingen hebben op de uiteindelijke cladlaag bij twee erg verschillende legeringen,

specifiek voor de opstelling bij V.A.C. Machines. Voor de Stellite-legering werden lagen gecreëerd

van erg hoge kwaliteit, zowel qua microstructuur als hardheid. Voor de Metcoclad-legering werd

een lange lijst aan aandachtspunten en conclusies gevormd. Indien poeder met minder

wolfraamcarbiden wordt gebruikt, is het ook bij deze legering mogelijk om cladlagen op te leggen

met de kwaliteitseisen die van het lasercladproces kunnen verwacht worden. Het lasercladden is

immers een hoogtechnologische techniek. Deze scriptie trachtte aan te tonen dat het toepassen

ervan een uitgebreid onderzoek verreist. Mits noodzakelijke inzichten, verkregen door dergelijk

onderzoek, kunnen immers coatings verkregen worden van zulke kwaliteit dat zelfs de lucht- en

ruimtevaartindustrie er beroep op doet. Deze neergeschreven masterproef getuigt van één van de

duizenden onderzoeken die de voorbije decennia is uitgevoerd naar deze bijzonder interessante,

revolutionaire, coatingtechniek.

145

Lijst met figuren en tabellen Figuur 1: Wereldconsumptie ijzer en staal (Rogich, 2008) ................................................................... 11

Figuur 2: Laserharden (Vollertsen, Partes, & Meijer, 2005) ................................................................. 15

Figuur 3: Laserlegeren, -dispergeren en -cladden (Torre & Vries, 2000) ........................................... 15

Figuur 4: LENS-systeem (Sandia National Laboratories, 2013) ......................................................... 18

Figuur 5: Positie van de smelt bij tweestapsmethode (Steen, 2003) ................................................... 20

Figuur 6: Tweestapsmethode (Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004) .......................................... 20

Figuur 7 Eenstapsmethode: b1) Pastatoevoeging, b2) Geblazen poeder, b3) Draadtoevoeging

(Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004) .............................................................................................. 21

Figuur 8: Cladgeometrie (Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004) .................................................. 26

Figuur 9: Slijtageweerstand in functie van hardheid voor verschillende materiaalsoorten

(Thermaspray PTY, 2013) ......................................................................................................................... 27

Figuur 10 Laser Cladding Operating Window (Steen, 2003) ............................................................... 29

Figuur 11: Studie vermogensdichtheid, interactietijd en specifieke energie voor

kobaltbasislegeringen. In het blauw toegevoegd: vaak gebruikte instellingen V.A.C. Machines

(Schneider, 1998) ........................................................................................................................................ 32

Figuur 12: Vergelijking coaxiaal lasercladden (links) en lasercladden met zijdelings geblazen

poeder (rechts) (de Oliveira, Ocelik, & De Hosson, 2005) .................................................................. 35

Figuur 13: Cladlaag-eigenschappen: breedte (W), hoogte (H), clad-oppervlak (Ac), gesmolten

oppervlak (Am), cladhoek (alfa) (de Oliveira, Ocelik, & De Hosson, 2005) ..................................... 37

Figuur 14: Verband Aspect Ratio en cladhoek ...................................................................................... 38

Figuur 15: Secties van lasercladlagen d.m.v. coaxiaal lasercladden van een Ni-legering op C45-

staal. De F/S – parameter geeft de hoeveelheid gevoed poeder per eenheidslengte (de Oliveira,

Ocelik, & De Hosson, 2005) .................................................................................................................... 39

Figuur 16: Procesgebied voor coaxiaal lasercladden met als assen vermogen en snelheid per

poedertoevoer: (de Oliveira, Ocelik, & De Hosson, 2005) .................................................................. 42

Figuur 17: Excitatie (links); spontane emissie (centraal); gestimuleerde emissie (rechts) (Trumpf,

2007) ............................................................................................................................................................. 45

Figuur 18: Reflectiecoëfficiënt staal voor verschillende substraten en golflengtes (Corbin,

Toyserkani, & Khajepour, 2004) .............................................................................................................. 46

Figuur 19: BPP-berekening met kleinste diameter en hoek (theta) (Trumpf, 2007) ........................ 47

Figuur 20: Poedertoevoer met voedingsschroef (Schneider, 1998) .................................................... 49

Figuur 21: Poedertoevoer met zwaartekracht (Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004) .............. 50

Figuur 22: Fluïdisatiemethode (Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004) ........................................ 50

Figuur 23: Vibratiemethode (Corbin, Toyserkani, & Khajepour, 2004) ............................................ 51

Figuur 24: Enkele onderdelen van de lasercladopstelling bij V.A.C. Machines ................................ 52

Figuur 25: Toerental (n/min) in functie van frequentieregelaar-instelling (Hz) ............................... 53

Figuur 26: Poedertoevoersysteem V.A.C. Machines ............................................................................. 54

146

Figuur 27: Touch screen interface poedertoevoersysteem V.A.C. Machines .................................... 55

Figuur 28: Nozzle V.A.C. Machines ........................................................................................................ 55

Figuur 29: Lasersysteemschema V.A.C. Machines (Trumpf, 2007) ................................................... 56

Figuur 30: HL3006D Laser werking ........................................................................................................ 57

Figuur 31: Dubbele ellips. Blauw: lampen, groen: kristal ..................................................................... 58

Figuur 32: Cladlaser bij V.A.C. Machines: een HAAS-Laser HL3006D (3kW, Nd:YAG, lamp-

gepompt). ..................................................................................................................................................... 58

Figuur 33: Werking Plasma Transferred Arc welding (Deloro Stellite, 2014) ................................... 59

Figuur 34: Vlamspuiten (Deloro Stellite, 2014) ..................................................................................... 61

Figuur 35: HVOF-proces (Metalo, 2014) ............................................................................................... 62

Figuur 36: Verschillende microstructuren bij verschillende lasmethoden voor Stellite 1 (boven) en

Stellite 6 (onder) (Klarstrom, Crook, & Wu, 2004) ............................................................................... 70

Figuur 37: Stellite-legering cladlaag (Trumpf, 2010) ............................................................................. 73

Figuur 38: Een vergelijking van de treksterkte van verschillende legeringen bij verhoogde

temperaturen (Key to metals, 2011) ........................................................................................................ 75

Figuur 39: Precipitatieharding in nikkellegeringen (Davis, 2000) ........................................................ 76

Figuur 40: Microstructuur van nikkellegering met boriden voor ‘hardfacing’ (Davis, 2000) .......... 77

Figuur 41: Wolfraamcarbiden (wit) in een Ni-Cr-legering (Amado & Tobar, 2009) ....................... 80

Figuur 42: 60% Wolfraamcarbiden in een Ni-Cr-B-Si-legering . De carbiden blijven intact.

A)SEM-fotografie B)Verder ingezoom: goede aanhechting met de coating. (Wu, et al., 2004) ..... 80

Figuur 43: Claddability, een indicatie van cladbaarheid (Rombouts, Van Krieken, & Husslage,

2012) ............................................................................................................................................................. 84

Figuur 44: Journal Cross (http://service.dvs-gruppe.com/) ............................................................... 85

Figuur 45: Lasercladden bij V.A.C. Machines ........................................................................................ 86

Figuur 46: Temperatuursmeting voorverwarming ................................................................................ 87

Figuur 47: Voorverwarmen via autogeen lassen .................................................................................... 87

Figuur 48: Slijpen bij Dana........................................................................................................................ 88

Figuur 49: Inbakken testsample ............................................................................................................... 89

Figuur 50: Polieren samples ...................................................................................................................... 90

Figuur 51: Hardheidsmetingen op een sample (50x vergroting) ......................................................... 91

Figuur 52: Verschil tussen hardheid matrix (linkse meting) en carbide (rechtse meting) ................ 92

Figuur 53: Laser cladding operating window (Steeen, 2003) ............................................................... 95

Figuur 54: Microstructuur sample 2 (50x vergroting) ........................................................................... 98

Figuur 55: Microstructuur sample 3 (50x vergroting) ........................................................................... 99

Figuur 56: Microstructuur sample 3 (50x vergroting) ........................................................................... 99

Figuur 57: Microstructuur sample 4: erg goede resultaten (50x vergroting) .................................... 100

Figuur 58: Microstructuur sample 4 ...................................................................................................... 101

Figuur 59: Microstructuur sample 4: kleine carbiden in matrix (800x vergroting) ......................... 101

Figuur 60: Microstructuur sample 5 (50x vergroting) ......................................................................... 102

Figuur 61: Microstructuur sample 10 (50x vergroting) ....................................................................... 103

147

Figuur 62: Microstructuur met hardheidsmetingen sample 9 (50x vergroting) ............................... 104

Figuur 63: Grafiek A en B: Hardheid in functie van afstand tot oppervlak (Stellite 6) ................. 106

Figuur 64: Afleiden HAZ-, overgangs- en substraat-zone uit hardheidsmetingen ......................... 107

Figuur 65: Verschil microstructuur tussen HAZ (links) en niet-geaffecteerd substraat (rechts)

(800x vergroting) ...................................................................................................................................... 108

Figuur 66: Hardheid in functie van afstand tot oppervlak bij Stellite 6, Grafiek A ........................ 109

Figuur 67: Hoge hardheden bij sample 3 (50x vergroting) ................................................................ 110

Figuur 68: Hardheidsmetingen bij sample 4 (200x vergroting) ......................................................... 111

Figuur 69: Overgang hardheid van cladlaag naar substraat bij sample 5 (50x vergroting) ............ 111

Figuur 70: Hardheid in functie van afstand tot oppervlak bij Stellite 6, Grafiek B ........................ 112

Figuur 71: Hardheidsmetingen bij sample 10 (50x vergroting) ......................................................... 113

Figuur 72: Carbidevorming bij Stellite 6 (bovenaan) en Stellite 1 (onderaan) (Delloro, 2012) ..... 116

Figuur 73: Zinken van carbiden bij teveel energie-inbreng ................................................................ 121

Figuur 74: Microstructuur M1: slechte aanhechting en scheuren (50x vergroting) ........................ 124

Figuur 75: Microstructuur sample M2 (links,50x vergroting)) en M5 (rechts, 100x vergroting) .. 125

Figuur 76: Microstructuur M6 (50x vergroting) ................................................................................... 126

Figuur 77: Microstructuur M7 (lager vermogen, 50x vergroting) ..................................................... 127

Figuur 78: Microstructuur M8 (50x vergroting) ................................................................................... 127

Figuur 79: Microstructuur M9 (50x vergroting) ................................................................................... 128

Figuur 80: Microstructuur M9 (100x vergroting)................................................................................. 128

Figuur 81: Microstructuur M4 (50x vergroting) ................................................................................... 130

Figuur 82: Microstructuur M10 (onderste twee 50x vergroting, bovenste 200x vergroting) ........ 131

Figuur 83: Vergelijking indenties bij Stellite (links) en Metcoclad 52052 (rechts) (beiden 400x

vergroting) ................................................................................................................................................. 133

Figuur 84: Hardheidsmetingen op sample M10, grote locatie-afhankelijkheid (vergroting 100x)135

148

Bronvermelding en literatuurlijst Álvarez, C., Amado, G. J., & Yáñez, R. (2006, Juni). Morphology and characterization of laser

clad composite NiCrBSi–WC coatings on stainless steel. Surface and Coatings Technology, pp.

6313-6317.

Amado, J., & Tobar, M. (2009, Maart). Laser cladding of tungsten carbides (Spherotene®)

hardfacing alloys for the mining and mineral industry. Applied Surface Science.

Buter, J., & Verheiden, T. J. (1998). Corrosiebestendige en slijtvaste oppervlakken door oplassen

en thermisch spuiten. VM-publicatie.

Corbin, S., Toyserkani, E., & Khajepour, A. (2004). Laser cladding. CRC Press.

Davis, J. R. (2000). Nickel, Cobalt and their alloys. ASM.

de Oliveira, U., Ocelik, V., & De Hosson, J. (2005, Juli). Analysing of coaxial laser cladding

processing conditions. Surface and Coatings Technology, pp. 127-136.

Delloro. (2007, Maart). General Guidelines for Stellite hardfacing on steel substrates. Opgehaald van

Stellite: www.stellite.co.uk

Delloro. (2012). Coatings in the valve industry. Valve Manufacturers Association Technical Seminar.

Houston.

Deloro Stellite. (2014). Stellite. Opgehaald van www.stellite.com

Diltemiz, S. F., & Zhang, S. (2012). Superalloys for super jobs. In Aerospace materials handbook (pp.

1-76).

Fuchs, E., & Furrer, U. (2004). Designing with Ni-based alloys. In G. Totten, L. Xie, & K.

Unatani, Handbook of mechanical alloy design.

Kennametal. (2014). Stellite 1 alloy. Opgehaald van Stellite:

http://www.stellite.com/Portals/0/KMT_Stellite1_DataSheet_FINAL.pdf

Key to metals. (2011). High temperature materials. Opgehaald van Key to metals:

http://www.keytometals.com/

Klarstrom, D., Crook, W., & Wu, J. (2004). Metallography and Microstructures of Cobalt and their alloys.

Lindroos, K., J.T., H., & Lou, D. (2009). Designing with Metal-Matrix Composites.

Metalo. (2014). Thermospray HVOF. Opgehaald van Metalo: www.metalo.nl

Mishra, S. K. (2011). Laser cladding and alloying for aerospace applications. In Aerospace materials

processing (pp. 109-149).

149

New Hampshire Materials Laboratorium. (2014). Alloy Element Table. Opgehaald van NHML:

http://www.nhml.com/pdf/alloy-element-table.pdf

Rogich. (2008). The Global Flows Of Metals And Minerals. Virginia: U.S. Geological Studies.

Rombouts, M., Van Krieken, G., & Husslage, W. (2012). Praktijkrichtlijn Lasercladden. Laser

Applicatie Centrum.

Sandia National Laboratories. (2013). Laser Engineered Net Shaping.

Schneider, M. (1998). Laser cladding with powder. Twente: University of Twente.

Steen, W. (2003). Laser material processing. Springer.

Sulzer. (2013). Metcoclad: Materials for laser cladding.

Thermaspray PTY. (2013, April 2). Wear and hardness - does a harder surface actually give better wear

resistance? . Opgehaald van Thermaspray.co.uk:

http://www.thermaspray.co.za/downloads/Mythbusters1_Wear_and_Hardness.pdf

Torre, v. d., & Vries, d. (2000). Oppervlaktebewerkingen met de laser. FME-CMW.

Trumpf. (2007). Laser machining: Solid state lasers. Ditzingen.

Trumpf. (2010). Laserauftragschweißen.

Vollertsen, F., Partes, K., & Meijer, J. (2005). WLT International conference. State of the art laser

hardening and caldding. Munchen.

Wu, P., Du, H., Chen, X., Li, Z., Bai, H., & Jiang, E. (2004, Juli). Influence of WC particle

behavior on the wear resistance properties of Ni–WC composite coatings. Wear, pp. 142-

147.

150

Geraadpleegde literatuur

Alimardani, M., & Fallah, V. K. (2010, Augustus). The effect of localized dynamic surface

preheating in laser cladding of Stellite 1. Surface and coatings technology.

Dowden, J. (2009). Theory of laser material Processing. Colchester: Springer.

Gedda, H. (2004). Laser Cladding: an experimental and theoretical investigation.

Gomes, R., & Henke, S. (2012). Microstructural control of Co-based PTA Coatings. Materials

Research.

Goswami, G., Kumar, S., R., G., & Mordike, L. (sd). Laser cladding of nickel based hardfacing

materials as an alternative of stellite. BARC Newsletter.

Guo, C., Zhou, J., & J., C. (2011, Maart 10). High temperature wear resistance of laser cladding

NiCrBSi and NiCrBSi/WC-Ni composite coatings. Wear, pp. 492-498.

Hemmati, I., Ocelik, V., & De Hosson, J. (2012, Juni). Dilution effects in laser cladding of Ni-Cr-

B-Si-C hardfacing alloys. Materials Letters.

Huang, S., Samndi, M., & Brandt, M. (2004, Juni). Abrasive wear performance and microstructure

of laser clad WC/Ni layers. Wear, pp. 1095-1105.

Lambarri, J., Leunda, J., C., S., & Sanz, C. (2013). Laser surface smoothing of nickel based

superalloys. Physics Procedia, 255-265.

Lampa, C., A., K., Powell, J., & Magnusson, C. (1997). An analytical thermodynamic model of laser

welding.

Li, Q., Lei, T., & Chen, W. (1999, Mei). Microstructural characterization of WCp reinforced

NiCrBSiC composite coatings. Surface and coatings technology.

Löhe, D., & Hausselt, J. (2005). Microengineering of metals and ceramics. Weinhelm.

Ming, Q., & Lim, L. (1998, Augustus). Laser cladding of nickel-based hardfacing alloys. Surface

and coatings technology.

Molnar, A., Buza, G., & Balogh, A. (2013). Hardness test and microstructure analysis of NiCrBSi

Sprayed, laser remelted coatings. Production processes and systems.

Pollefliet L. (2009, tweede druk). Schrijven: van verslag tot eindwerk – do’s & don’ts. Gent:

Academia Press

Przybylowicz, K. J. (2001, Februari 1). Structure of laser cladded tungsten carbide composite

coatings. Journal of materials processing technology.

151

Scheepens, C. (1996). Oppervlaktetechnologie: overzicht van ter beschikking staande technieken.

St-Georges, L. (2007, September 10). Development and characterization of composite Ni-

Cr+WC laser cladding. Wear, pp. 562-566.

Totten, G., Xie, L., & Funatani, K. (2003). Handbook of mechanical alloy design. CRC Press.

Tuominen, J., & Nakki, J. (2013). Innovations and network: Recent achievements in laser

cladding technology. FIMECC Seminar. Tampere.

V.A.C. Machines. (2014). Plaatbewerkingsmachines & Lasertechnologie. Opgehaald van V.A.C.

Machines: www.vac-machines.be

Van Acker, K., Vanhoyweghen, D., Persoons, R., & Vangrunderbeek, J. (2005, Januari). Influence

of tungsten carbide particle size and distribution on the wear resistance of laser clad

WC/Ni coatings. Wear, pp. 194-202.

Verdi, D., Garrido, M., & Munez, C. (2014). Mechanical properties of Inconel 625 laser cladded

coatings: depth sensing indentation analysis. Materials Science and Engineering, 15-21.

Wu, P., Zhou, C., & Tang, X. (2003, Maart 3). Microstructural characterization and wear

behaviour of laser cladded nickel-based and tungsten carbide composite coatings. Surface

and Coatings Technology, pp. 84-88.

Xu, G., Kutsuna, M., Lio, Z., & Sun, L. (2006, December 4). Characteristic behaviors of clad

layer by a multi-layer laser cladding with powder mixture of Stellite-6 and tungsten

carbide. Surface and Coatings Technology.

Zhong, M., & Liu, W. (2010, Mei). Laser surface cladding: The state of the art and challenges.

Proceedings of the institution of mechanical engineers.

Zhou, S., & Zheng, X. (2008, December). Analysis of crack behaviour for Ni-based WC

composite coatings by laser cladding and crack free realization. Applied Surface Science.

Zhou, S., Dai, X., & Zheng, H. (2011, April). Analytical modeling and experimental investigation

of laser induction hybrid rapid cladding for Ni-based WC composite coatings. Optics &

Laser Technology.

Zhou, S., Huang, Y., & Zeng, X. (2008, Mei). Microstructure characteristics of Ni-based WC

composite coatings by laser induction hybrid rapid cladding. Materials Science and engineering.

152

Bijlagen

Bijlage 1: Stellite 1 (Durmat S1-PTA) datasheet

153

Bijlage 2: Stellite 6 (Durmat S6-PTA) datasheet

154

Bijlage 3: Metcoclad52052 datasheet

155

156

Bijlage 4: Hardheidsmetingen Metcoclad52052

0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

1000

0,1 0,6 1,1 1,6

Vic

kers

Har

dh

eid

(H

V)

Afstand tot oppervlak (mm)

Metcoclad52052: Vickers hardheid in functie van afstand tot oppervlakGrafiek A

M1

M2

M3

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

0,1 0,25 0,5 0,75 1 1,5 2 2,5 3 3,5

Vic

kers

Har

dh

eid

(H

V)

Afstand tot oppervlak (mm)

Metcoclad52052: Vickers hardheid in functie van afstand tot oppervlakGrafiek B

M5

M6

M7

M8

157

0

500

1000

1500

2000

2500

3000

0.10 0.30 0.50 0.69 0.90 1.09 1.30 1.50 1.69

Vic

kers

Har

dh

eid

(H

V)

Afstand tot oppervlak (mm)

Metcoclad52052: Vickers hardheid in functie van afstand tot oppervlakGrafiek C

M9

M10

M4